JP2001003796A - ディーゼルエンジンの制御装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 加速時や加速途中の変速中に、ＥＧＲ弁の作
動遅れに伴う実ＥＧＲ流量の応答遅れがあり、この応答
遅れにさらにターボラグが影響する場合においても、噴
射圧力の補正精度を高める。 【解決手段】 実ＥＧＲ流量を演算手段８６がモデル規
範制御により演算し、実過給圧を検出手段８９が検出す
る。この実過給圧と目標過給圧を比較するとともに、前
記実ＥＧＲ流量と目標ＥＧＲ流量を比較手段９０が比較
し、これらの比較結果より実過給圧が目標過給圧より低
くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に
目標噴射圧力を補正手段９１が増大補正し、この補正さ
れた目標噴射圧力となるように燃料噴射圧力を制御手段
９２が制御する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】この発明はディーゼルエンジ
ンの制御装置に関する。

【０００２】

【従来の技術】コモンレール式燃料噴射装置とＥＧＲ装
置とを備え、ＥＧＲ率検出手段により検出される実ＥＧ
Ｒ率が目標ＥＧＲ率より高くなる加速時にコモンレール
圧力（燃料噴射圧力）を増大補正することにより燃料と
空気の混合を促進してスモークを低減し、この逆に実Ｅ
ＧＲ率が目標ＥＧＲ率より低いときにはコモンレール圧
力を減少補正することにより予混合燃焼割合を小さく
し、ＮＯｘ発生量を低減するようにしたものがある（特
開平９−２４２６１７号公報参照）。

【０００３】

【発明が解決しようとする課題】ところで、上記の従来
装置では広域空燃比センサにより検出される排気中の酸
素濃度から実ＥＧＲ率を求めている。

【０００４】しかしながら、広域空燃比センサは、高価
である上に検出遅れが生じるため（センサの検出応答時
定数は１／１０秒から数秒のオーダーである）、目標Ｅ
ＧＲ率と実ＥＧＲ率が最もずれる加速初期や変速初期に
燃料噴射圧力の補正が遅れる。つまり、実ＥＧＲ率の応
答遅れのタイミングに合わせて燃料噴射圧力の補正量を
与えなければならないのに、センサの検出遅れにより実
ＥＧＲ率の目標ＥＧＲ率からの誤差が最も大きいときに
燃料噴射圧力が変化せず、実ＥＧＲ率の誤差が減ってき
たときに燃料噴射圧力が変化するのでは、スモークがか
えって悪化したり、ディーゼルノック音が出たりしてし
まう。

【０００５】この場合に、上記の実ＥＧＲ率と目標ＥＧ
Ｒ率の比較は、実ＥＧＲ流量と目標ＥＧＲ流量の比較で
もよいので、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算
することにより、過渡運転時においても応答性のよい実
ＥＧＲ流量が得られるようにした装置（特開平１０−３
１８０４７号公報参照）と上記の従来装置とを組み合わ
せれば、過給を行わないエンジンである限り、実ＥＧＲ
流量の応答遅れのタイミングに合わせて燃料噴射圧力の
補正量を与えることができる。

【０００６】しかしながら、大量ＥＧＲによって空気過
剰率が低下するのを避けるため、タービン内に可変ノズ
ルを有する可変容量ターボチャージャを備えて、実用運
転域（低速時や低負荷時）で高過給化する場合には、加
速時や変速中にいわゆるターボラグにより実過給圧の応
答遅れが生じ、これが実ＥＧＲ流量に大きく影響するの
で、加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を回避するた
め、たとえば可変ノズルのノズル開度を減少させること
により吸気流量を小さくして、空気過剰率を改善するこ
とが考えられるが、この方法だとかえって加速時の実Ｅ
ＧＲ流量の一時的増加を大きくしてしまう。

【０００７】これを図７２を用いて説明すると、実ＥＧ
Ｒ流量は排気圧Ｐexhと吸気圧Ｐmの差圧ΔＰ（＝Ｐexh
−Ｐm）に比例する。同図において、加速時にはまず排
気圧Ｐexhが応答良く立ち上がり、ＥＧＲ弁が遅れて閉
じ、その後に実過給圧（＝吸気圧Ｐm）が立ち上がる。
この場合に、ノズル開度を減少させていると、そのノズ
ル開度減少分だけ排気圧Ｐexhの立ち上がりが大きくな
りかつ吸気圧Ｐmの立ち上がりが遅れる。この結果、ノ
ズル開度を減少させない場合より上記の差圧ΔＰが大き
くなり、そのぶん実ＥＧＲ流量が大きくなってしまうの
である。

【０００８】そこで本発明は、大量ＥＧＲが可能なＥＧ
Ｒ装置と可変容量ターボチャージャを備えるエンジンを
対象として、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により過渡
運転時においても応答よく演算しつつ、このようにして
得られる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きく、さ
らに実過給圧が目標過給圧より小さい場合に目標噴射圧
力を増大補正することにより、また、このようにして得
られる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さく、さら
に実過給圧が目標過給圧より大きい場合に目標噴射圧力
を減少補正することにより、加速時や加速途中の変速中
に、ＥＧＲ弁の作動遅れに伴う実ＥＧＲ流量の応答遅れ
があり、この応答遅れにさらにターボラグが影響する場
合においても、噴射圧力の補正精度を高めることを目的
とする。

【０００９】

【課題を解決するための手段】第１の発明は、図７３に
示すように、ＥＧＲ弁８１と、タービン内に可変ノズル
を有する可変容量ターボチャージャ８２と、エンジンの
負荷に応じた目標噴射圧力を演算する手段８３と、エン
ジンの負荷に応じた目標ＥＧＲ流量を演算する手段８４
と、この目標ＥＧＲ流量が流れるように前記ＥＧＲ弁８
１を制御する手段８５と、実ＥＧＲ流量をモデル規範制
御により演算する手段８６と、エンジンの負荷に応じた
目標過給圧を演算する手段８７と、この目標過給圧が得
られるように前記可変ノズル開度を制御する手段８８
と、実過給圧を検出する手段８９と、この実過給圧と前
記目標過給圧を比較するとともに、前記実ＥＧＲ流量と
前記目標ＥＧＲ流量を比較する手段９０と、これらの比
較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧＲ
流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に前記目標噴射圧
力を増大補正する手段９１と、この補正された目標噴射
圧力となるように燃料噴射圧力を制御する手段９２とを
備える。

【００１０】第２の発明は、図７４に示すように、ＥＧ
Ｒ弁８１と、タービン内に可変ノズルを有する可変容量
ターボチャージャ８２と、エンジンの負荷に応じた目標
噴射圧力を演算する手段８３と、エンジンの負荷に応じ
た目標ＥＧＲ流量を演算する手段８４と、この目標ＥＧ
Ｒ流量が流れるように前記ＥＧＲ弁８１を制御する手段
８５と、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算する
手段８６と、エンジンの負荷に応じた目標過給圧を演算
する手段８７と、この目標過給圧が得られるように前記
可変ノズル開度を制御する手段８８と、実過給圧を検出
する手段８９と、この実過給圧と前記目標過給圧を比較
するとともに、前記実ＥＧＲ流量と前記目標ＥＧＲ流量
を比較する手段９０と、これらの比較結果より実過給圧
が目標過給圧より高くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流
量より小さい場合に前記目標噴射圧力を減少補正する手
段１０１と、この補正された目標噴射圧力となるように
燃料噴射圧力を制御する手段８８とを備える。

【００１１】第３の発明では、第１の発明において前記
比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧ
Ｒ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に、目標噴射時
期を遅角補正する。

【００１２】第４の発明では、第２の発明において前記
比較結果より実過給圧が目標過給圧より高くかつ実ＥＧ
Ｒ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場合に、目標噴射圧
力を減少補正する。

【００１３】第５の発明では、第１の発明において前記
比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くかつ実ＥＧ
Ｒ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場合に、前記目標噴
射圧力の増大補正量よりも小さな補正量で前記目標噴射
圧力を増大補正する。

【００１４】第６の発明では、第２の発明において前記
比較結果より実過給圧が目標過給圧より高くかつ実ＥＧ
Ｒ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に、前記目標噴
射圧力の減少補正量よりも小さな補正量で前記目標噴射
圧力を減少補正する。

【００１５】第７の発明では、第１から第６までのいず
れか一つの発明において前記実ＥＧＲ流量を排気圧Ｐex
hと吸気圧Ｐm（＝実過給圧）の差圧に基づいて演算す
る。

【００１６】第８の発明では、第７の発明において吸入
空気量Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、前記可変ノズルの有効面
積相当値Ａvntおよび排気温度Ｔexhを検出し、これら４
つの要素を用いて前記排気圧Ｐexhを、 Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝²×Ｔexh＋
Ｐa ただし、Ｐexh ：排気圧、 Ｑas0 ：吸入空気量、 Ｑf ：燃料噴射量、 Ａvnt ：可変ノズルの有効面積相当値、 Ｔexh ：タービン入口の排気温度、 Ｐa ：コンプレッサ入口圧、 Ｋpexh：定数、 の式により演算する。

【００１７】第９の発明では、第７の発明において吸入
空気量Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、前記可変ノズルの有効面
積相当値Ａvntおよび排気温度Ｔexhを検出し、これら４
つの要素を用いてタービン入口排気圧相当値Ｐexhrを、 Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝²×Ｔexh ただし、Ｐexhr：タービン入口排気圧相当値、 Ｑas0 ：吸入空気量、 Ｑf ：燃料噴射量、 Ａvnt ：可変ノズルの有効面積相当値、 Ｔexh ：タービン入口の排気温度、 Ｐa ：コンプレッサ入口圧、 Ｋpexhn：定数、 の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐex
hrとコンプレッサ入口圧Ｐaとから前記排気圧Ｐexhを演
算する。

【００１８】第１０の発明では、第３または第４の発明
において前記目標噴射圧力および前記目標噴射時期の補
正を、低温予混合燃焼が実現されるように行う。

【００１９】

【発明の効果】大量ＥＧＲによって空気過剰率が低下す
るのを避けるため、タービン内に可変ノズルを有する可
変容量ターボチャージャを備える場合に、加速時や変速
中にいわゆるターボラグにより実過給圧の応答遅れが生
じ、これが実ＥＧＲ流量に影響するので、加速時の実Ｅ
ＧＲ流量の一時的増加を回避するため、たとえば可変ノ
ズルのノズル開度を減少させたのでは、かえって加速時
の実ＥＧＲ流量の一時的増加を大きくしてしまうことに
なるが、第１、第２、第７の発明では、ＥＧＲ装置と可
変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを対象とし
て、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により過渡運転時に
おいても応答よく演算しつつ、第１、第７の発明によれ
ばこのようにして得られる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流
量より大きくかつ実過給圧が目標過給圧より小さい場合
に目標噴射圧力を増大補正し、また、第２、第７の発明
によればこのようにして得られる実ＥＧＲ流量が目標Ｅ
ＧＲ流量より小さくかつ実過給圧が目標過給圧より大き
い場合に目標噴射圧力を減少補正するようにしたので、
実用運転域でのエンジンの排気組成と運転性の双方を改
善できるほか、加速時や加速途中の変速中に、ＥＧＲ弁
の作動遅れに伴う実ＥＧＲ流量の応答遅れがあり、この
応答遅れにさらにターボラグが影響する場合において
も、実ＥＧＲ流量の応答遅れの位相に合わせた燃料噴射
圧力の補正が可能となり、噴射圧力の補正精度を高める
ことができる。

【００２０】実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい
ときに燃料噴射圧力を高くすると、実ＥＧＲ流量の過大
により着火遅れ期間が短縮されるのと燃料噴射圧力の上
昇により着火期間が短縮されるのとで、結果的に着火遅
れ期間は適正なＥＧＲ流量のときとほぼ同一になるもの
の、着火までに噴射される燃料量が燃料噴射圧力が上昇
したぶんだけ多く、この多くなった燃料が着火と同時に
一気に燃えるため燃焼が急になり、ディーゼルノック
（燃焼騒音）が生じ、また、実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ
流量より小さい場合に目標噴射圧力を減少補正したとき
にも、燃焼騒音が発生するのであるが、第３、第４の発
明によれば、噴射時期を遅角補正して着火遅れ期間が増
大するようにしているので、燃焼騒音を抑制できる。

【００２１】加速直後の一時的増大のあとに実ＥＧＲ流
量がオーバーシュートする応答の場合に、実ＥＧＲ流量
が目標ＥＧＲ流量を下回る区間においても、オーバーシ
ュートのない通常の応答の場合と同じに目標噴射圧力の
補正を行ったのでは、目標噴射圧力の増大補正量が大き
過ぎることになり、あるいは加速途中の変速直後の一時
的減少のあとに実ＥＧＲ流量がオーバーシュートする応
答の場合に、実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量を上回る区
間においてもオーバーシュートのない通常の応答の場合
と同じに目標噴射圧力の補正を行ったのでは、目標噴射
圧力の減少補正量が大き過ぎることになるのであるが、
この場合に第５、第６の発明によればオーバーシュート
のない通常の応答の場合より補正量を小さくするので、
補正量が大き過ぎることがなく、これによって加速時や
加速途中の変速中に一時的増加や一時的減少のあと実Ｅ
ＧＲ流量がオーバーシュートする応答の場合においても
適切な値の補正量を与えることができる。

【００２２】第８の発明は、タービンノズルを通過する
ガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れであると
仮定して排気圧を演算するものであり、この第８の発明
によれば、標準状態において排気圧の高い演算精度が得
られる。

【００２３】タービンノズルを通過するガスの流れを、
流路面積が縮小する場合の流れであると仮定して排気圧
を演算すると、標準状態と異なる場合（たとえば高地、
標準温度より高い場合、湿度が標準状態と異なる場合な
ど）に、排気圧の演算精度が低下するのであるが、第９
の発明によれば、タービンノズルを通過するガスの流れ
を、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れである
と仮定した演算式により、単位時間当たりの流量と圧力
（つまり比重の変化）が正確に記述できているので、標
準状態と異なる気圧や温度の状態においても、排気圧の
高い演算精度が得られる。しかもこの場合にマッチング
しなければならない特性は単純なものであるため、ほと
んど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上の
みの計算でも排気圧の演算精度を高くすることができ
る。

【００２４】第１０の発明によれば、実ＥＧＲ率の応答
遅れやターボチャージャの作動遅れに伴う過給圧の応答
遅れが生じる過渡運転状態でも、低温予混合燃焼を維持
でき、これによって加速時のスモークと燃焼騒音、加速
途中の変速中の燃焼騒音をさらに抑制できる。

【００２５】

【発明の実施の形態】図１はディーゼルエンジンの概略
的な構成図である。

【００２６】ディーゼルエンジンの燃焼において、ＮＯ
ｘの生成量は燃焼温度に大きく依存し、その低減には燃
焼温度を相対的に低温化することが有効である。低温予
混合燃焼方式では、排気還流システム（ＥＧＲ）により
酸素濃度を低減し、これにより低温燃焼を実現する。こ
のため、排気通路５３と吸気通路５２とをＥＧＲ通路５
４で接続し、このＥＧＲ通路５４の途中にＥＧＲ弁５７
を設け、排気の一部を吸気中に還流する。

【００２７】ＥＧＲ弁５７は、コントロールユニット４
１からの制御信号を受けるステップモータ５７ａにより
駆動されるもので、エンジンの運転条件に応じて適切な
ＥＧＲ率が得るようにしている。たとえば、低回転低負
荷域でＥＧＲ率を最大の１００パーセント（吸入空気流
量とＥＧＲガス流量が同量）とし、回転数、負荷が高く
なるに従い、ＥＧＲ率を減少させる。高負荷側では排気
温度が上昇するため、多量のＥＧＲガスを還流すると吸
気温度が上昇し、これにより燃焼温度も相対的に上昇
し、ＮＯｘ低減の効果が減少したり、また、噴射燃料の
着火遅れ期間が短くなり、予混合燃焼が実現できなくな
る。このためにＥＧＲ率を高負荷側になるほど、減少さ
せるのである。

【００２８】なお、図３に示したように、吸入空気量を
計測するためのエアフローメータ５５の下流に吸入空気
を２段階に絞り込む吸気絞り弁５６が設けられることが
ある。このときは、排気通路５３から吸気通路５２に流
れる排気の還流量は、吸気絞り弁５６の開度に応じて発
生する吸入負圧と、排気通路５３の排気圧力との差圧に
応じるとともに、そのときのＥＧＲ弁５７の開度に対応
して決定される。

【００２９】ここで、前記吸気絞り弁５６は負圧アクチ
ュエータ５６ａにより開度が２段階に制御され、負圧ア
クチュエータ５６ａには第１の電磁弁６１を介して図示
しないバキュームポンプからの負圧を導く第１負圧通路
６２と、第２の電磁弁６３を介して同じく負圧を導く第
２負圧通路６４とが接続され、これら電磁弁６１、６２
によって調圧された負圧により、吸気絞り弁５６の開度
を２段階に制御し、その下流に発生する吸入負圧をコン
トロールするようになっている。

【００３０】たとえば、第１の電磁弁６１が負圧導入を
やめ、大気圧を導入し、第２の電磁弁６３が負圧を導入
しているときは、負圧アクチュエータ５６ａの負圧は弱
く、吸気絞り弁５６の開度は比較的大きくなり、これに
対して、第１の電磁弁６１も負圧を導入しているときは
負圧が強く、吸気絞り弁５６の開度は小さくなる。ま
た、第１、第２の電磁弁６１、６３がともに大気圧を導
入しているときは、吸気絞り弁５６はリターンスプリン
グにより、全開位置に保持される。

【００３１】このように、吸気絞り弁５６が設けられる
場合には、コントロールユニット４１で、前記第１、第
２電磁弁６１、６３とステップモータ５７ａの作動を制
御し、排気還流量を制御することになる。

【００３２】ＥＧＲ通路５４の途中には、ＥＧＲガスの
冷却装置３を備える。これは、ＥＧＲ通路５４の周りに
形成されウォータジャケット（図示しない）を有し、こ
こにはエンジン冷却水の一部が循環され、この冷却水の
循環量は、冷却水の導入口に設けられた流量制御弁（図
示しない）により調整可能である。コントロールユニッ
ト４１からの指令により流量制御弁の開度が大きくなる
ほど、ＥＧＲガスの冷却度が増す。

【００３３】エンジンの吸気ポート近傍の吸気通路に
は、スワールコントロールバルブ４を備える。コントロ
ールユニット４１により、このスワールコントロールバ
ルブ４の開度が制御され、エンジン低回転低負荷域で閉
じられる（開度が減少する）と、燃焼室に吸入される吸
気の流速が高まり燃焼室に強いスワールが生成される。
ただし、スワールが強くなると、シリンダ内の作動ガス
の熱交換率が高まり、作動ガス温度は相対的に低下す
る。

【００３４】ピストンに形成される窪み状の燃焼室は、
大径のトロイダル型燃焼室である。これは、ピストンキ
ャビティを、入口を絞らずピストンの冠面から底部まで
円筒状に形成したもので、その底部中央には円錐部が形
成され、この円錐部によって、圧縮行程後期にピストン
キャビティ内へと旋回しながら流れ込むスワールに抵抗
を与えないように、さらに空気と燃料の混合を良好にす
る。

【００３５】このように、入口を絞らない円筒状のピス
トンキャビティにより、前述のスワールコントロールバ
ルブ４によって生成されたスワールは、燃焼過程でピス
トンが下降していくのに伴い、ピストンキャビティ内か
らキャビティ外に拡散され、キャビティ外でもスワール
が持続される。

【００３６】前記排気通路５３には、ＥＧＲ通路５４の
分岐点よりも下流において、可変容量ターボチャージャ
２を備える。このターボチャージャ２は、排気タービン
２ａのスクロール入口に、ステップモータ２ｃにより駆
動される可変ノズル２ｄが設けられる。前記コントロー
ルユニット４１により可変ノズル２ｄが制御され、エン
ジン低回転域から所定の過給圧が得られるように、低回
転側では排気タービン２ａに導入される排気の流速を高
めるノズル開度に制御され、高回転側では排気を抵抗な
く排気タービン２ａに導入させるノズル開度（全開状
態）に制御される。また、運転条件によって可変ノズル
２ｄは、所望の過給圧が得られるノズル開度に制御され
る。

【００３７】本実施形態では、可変ノズル２ｄのノズル
開度をステップモータ２ｃにより駆動する方式で説明す
るが、ダイヤフラムアクチュエータおよびこのアクチュ
エータへの制御負圧を調整する電磁ソレノイドで駆動す
る方法や直流モータで駆動する方法を用いてもよい。さ
らにノズル位置センサからの信号に基づいてノズル開度
をフィードバック制御するようにしてもかまわない。

【００３８】エンジンには図２に示したコモンレール式
の燃料噴射装置１０を備える。

【００３９】これは、主として、燃料タンク１１、サプ
ライポンプ１４、コモンレール（蓄圧室）１６、気筒ご
とに設けられる燃料噴射ノズル１７からなり、高圧のサ
プライポンプ１４に生成した高圧燃料をコモンレール１
６に蓄え、燃料噴射ノズル１７内の三方弁２５によって
ノズルニードルの開閉を行うことで、噴射の開始と終了
を自由に制御することができる。コモンレール１６内の
燃料圧力は、圧力センサ３２とサプライポンプ１４の吐
出量制御機構により、常にエンジンの求める最適値に制
御される。

【００４０】これら燃料噴射量、燃料噴射時期、コモン
レール圧力（燃料噴射圧力）などの制御は、マイクロプ
ロセッサで構成されるコントロールユニット４１により
行われる。このため、コントロールユニット４１には、
アクセル開度センサ３３、エンジン回転数とクランク角
度を検出するセンサ３４、気筒判別のためのセンサ３
５、水温センサ３６からの信号が入力し、これらに基づ
いて、コントロールユニット４１は、エンジン回転数と
アクセル開度に応じて目標燃料噴射量Ｑfと、目標噴射
時期を演算し、この目標燃料噴射量Ｑfに対応してノズ
ル内の三方弁２５のオン時間を制御し、また、目標噴射
時期に対応して三方弁２５のＯＮ時期を制御する。ま
た、圧力センサ３２により検出されるコモンレール圧力
が、目標圧力と一致するようにサプライポンプ１４の吐
出量制御機構を介してコモンレール１６の燃料圧力をフ
ィードバック制御する。

【００４１】目標噴射時期は低温予混合燃焼を実現する
ために、通常の噴射時期よりも遅角される。後述するよ
うに、クランク角で圧縮上死点後の所定の範囲内で燃料
噴射が開始されるように設定される。これにより、噴射
された燃料の着火遅れ期間が長くなり、この間に燃料の
気化が促進され、十分に空気と混合した状態で着火する
ことが可能となる。これにより、排気還流による低酸素
濃度のもとで、低温予混合燃焼が行われ、パティキュレ
ートを増大させることなく、ＮＯｘの低減を可能とす
る。

【００４２】１はＮＯｘ還元触媒（たとえば銅系ゼオラ
イト触媒）である。

【００４３】さて、過給圧制御という観点からみると、
ＥＧＲ制御も、過給圧制御の役割を物理的に果たしてい
る。つまり、ＥＧＲ量を変化させることにより過給圧も
変化する。逆に、過給圧を変化させると、排気圧が変化
するため、ＥＧＲ量も変化することになり、過給圧とＥ
ＧＲ量とは独立に制御できない。また、ややもすると、
お互いに制御上の外乱となっている。

【００４４】そこで、過給圧とＥＧＲ弁に供給される制
御負圧とをタイムシェアリングによって吸気圧センサに
より選択的に検出させ、それら制御負圧、過給圧に基づ
いて、ＥＧＲ量の制御、過給圧の制御をそれぞれ行う技
術が開示されているが、この技術では特に過渡時の制御
応答性が悪くなる。

【００４５】ところで、吸気圧（コンプレッサ出口圧）
Ｐm、排気圧（タービン入口圧）Ｐexh、大気圧（コンプ
レッサ入口圧）Ｐa、ＥＧＲ弁の有効面積相当値Ａegr、
可変ノズルの有効面積相当値Ａvntの５変数を知ること
ができれば、排気量ＱexhとＥＧＲ量Ｑegrを計算でき
る。５変数のうち、排気圧以外の変数は検出することが
比較的容易であるが、排気圧は高排気温度・酸化雰囲気
で耐久性をもつセンサが一般的に入手困難であり、かつ
車載用センサとしては高価である。また、前記のような
使用条件での耐久性を持たせるために十分な応答性を得
ることが難しい。したがって、過給圧とＥＧＲ量を精度
よくかつ応答性と安定性を損なうことなく制御するため
には、排気圧を推定する手段が必要である。

【００４６】このためコントロールユニット４１では、
吸入空気量Ｑas0と、燃料噴射量Ｑfと、可変ノズルの有
効面積相当値Ａvntと、排気温度Ｔexhの４つの要素を用
いて、排気圧Ｐexhをダイレクトにかつ簡単な演算式で
演算（推定）する。

【００４７】また、この推定した排気圧Ｐexhを用いて
ＥＧＲ制御を行う。たとえば、エンジンの回転数と負荷
に応じて目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算し（図３８参照）、
この目標ＥＧＲ率Ｍegrに基づいて要求ＥＧＲ量Ｔqeを
演算し（図４１参照）、前記推定した排気圧Ｐexhと吸
気圧Ｐmの差とこの要求ＥＧＲ量ＴqeとからＥＧＲ弁５
７の要求開口面積Ｔavを演算し（図４２参照）、この要
求開口面積ＴavとなるようにＥＧＲ弁開度を制御する。

【００４８】コントロールユニット４１で行われるこの
制御を次に詳述する。

【００４９】なお、以下に詳述する過給圧制御とＥＧＲ
制御とは本出願とほぼ同時期の別の出願によりすでに提
案している。

【００５０】まず、過給圧制御から説明すると、図４は
可変ノズル２ｄの指令開度の演算フローで、１０msec毎
に実行する。なお、図４に示す指令開度の演算方法は、
基本的に公知のものである。

【００５１】ステップ１では回転数Ｎe、燃料噴射量Ｑ
f、コンプレッサ入口圧Ｐa、実過給圧Ｐm＿istを読み込
む。

【００５２】ここで、実過給圧Ｐm＿istはＥＧＲ制御で
後述する吸気圧（コンプレッサ出口圧）Ｐmと同じもの
であり、この吸気圧Ｐmはコレクタ５２ａに設けた吸気
圧センサ７２（図１参照）により、またコンプレッサ入
口圧Ｐaはエアフローメータ５５の上流に設けた大気圧
センサ７３（図１参照）により検出している。燃料噴射
量Ｑfの演算は後述する。

【００５３】ステップ２では回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑf
から図５を内容とするマップを検索することにより基本
過給圧ＭＰＭを、またステップ３ではコンプレッサ入口
圧Ｐaより図６を内容とするテーブルを検索することに
より過給圧の大気圧補正値を求め、ステップ４でこの大
気圧補正値を基本過給圧ＭＰＭに乗じた値を目標過給圧
Ｐm＿solとして演算する。

【００５４】ステップ５では実過給圧Ｐm＿istがこの目
標過給圧Ｐm＿solと一致するようにＰＩ制御によりノズ
ル開度のＰＩ補正量STEP istを演算する。

【００５５】ステップ６では回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑf
より図７を内容とするマップを検索することにより可変
ノズルの基本開度ＭＳＴＥＰを、またステップ７ではコ
ンプレッサ入口圧Ｐaより図８を内容とするテーブルを
検索することによりノズル開度の大気圧補正値を求め、
この補正値を基本開度ＭＳＴＥＰに乗じた値をステップ
８において目標開度STEP solとして演算する。

【００５６】ステップ９では、実過給圧Ｐm＿istと回転
数ＮeからＤ（微分）補正量を算出し、これと前述のＰ
Ｉ補正量STEP istとをステップ１０において目標開度S
TEP solに加算した値をVNTstep1として演算する。

【００５７】ステップ１１ではエンジン回転数Ｎeと実
過給圧Ｐm＿istから所定のマップ（図示しない）を検索
してリミッタ上下限値を求め、VNTstep1がこのリミッタ
内にあればVNTstep1の値を、そうでない場合はリミッタ
上下限値を指令開度VNTstepとして演算する。

【００５８】このようにして得られる可変ノズルの指令
開度VNTstepは、図示しない所定のテーブルを検索する
ことにより、ステップ数（可変ノズルアクチュエータと
してのステップモータ２ｃに与える制御量）に変換さ
れ、このステップ数により指令開度VNTstepとなるよう
に、ステップモータ２ｃが駆動される。

【００５９】次に、ＥＧＲ制御について、その制御の大
まかなブロック図を図９に、詳細なフローチャートおよ
びそのフローに使うマップやテーブルを図１１〜図３
４、図３６〜図４３に示す。

【００６０】ここで、コントロールユニット４１で行わ
れる制御方法はモデル規範制御（多変数入力制御系のモ
デルを用いた制御の一つ）である。このため、アクセル
開度センサ３３、クランク角センサ３４、３５、水温セ
ンサ３６以外のセンサといえば、エアフローメータ５
５、このエアフローメータ５５の近傍に設けた吸気温度
センサ７１および本実施形態で新たに設けた吸気圧セン
サ７２だけで、制御上で必要となる各種のパラメータ
（たとえば後述する排気圧など）はコントロールユニッ
ト４１内ですべて予測演算することになる。なお、モデ
ル規範制御のイメージは、図９の各ブロックが、その各
ブロックに与えられた演算を、回りのブロックとの間で
パラメータの授受を行いつつ瞬時に行うというものであ
る。近年、モデル規範制御の理論的解析が急速に進んだ
ことから、エンジン制御への適用が可能となり、現在、
実用上も問題ないレベルにあることを実験により確認し
ている。

【００６１】さらに詳述すると、エアフローメータ５
５など、センサ検出値のサンプリングを一定時間毎に
（図１２ステップ１〜３、図１６、図１８参照）、モ
デル規範制御におけるパラメータの演算を基本的にＲef
信号（クランク角の基準位置信号）の入力毎に（図１２
ステップ４〜７、図１３、図１４、図２１、図２２、図
２５、図３１、図３４、図３６、図３８、図４１、図４
２参照）、最終のアクチュエータへの出力を一定時間
毎に実行する。なお、以下ではＲef信号の入力毎のジョ
ブであるところを、一定時間毎のジョブとして記載して
いるところもある（図１１参照）。

【００６２】また、上記のにおける各パラメータの演
算は図１０に示した順番で行う。図１０において全ての
処理を行うのに所用の時間がかかるということはなく、
Ｒef信号の入力により全ての処理が一瞬にして終了す
る。同図において記号の後に付けた「ｎ−１」は、前回
値（つまり１Ｒef信号前に演算した値）であることを意
味している。

【００６３】以下、図１０に示した順番で各パラメータ
の演算を説明する。

【００６４】なお、ＥＧＲ制御そのものは特願平１０−
３１４６０号（以下「先願装置」という）によりすでに
開示している。

【００６５】図１１はシリンダ吸入新気量、燃料噴射
量、シリンダ吸入ガス温度のサイクル処理のフローであ
る。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量
Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込む。なお、シリ
ンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量Ｑf、シリンダ吸入ガ
ス温度Ｔnの各演算についてはそれぞれ図１２、図２
２、図２１により後述する。

【００６６】ステップ２ではこれらＱac、Ｑf、Ｔnを用
いてＱexh＝Ｑac・Ｚ^-(CYLN#-1)、Ｑf0＝Ｑf・Ｚ
^-(CYLN#-2)、Ｔn0＝Ｔn・Ｚ^-(CYLN#-1)の式によりサイ
クル処理を施すが、これらはエアフローメータ５５の読
み込みタイミングに対しての位相差に基づく補正を行う
ものである。ただし、ＣＹＬＮ＃はシリンダ数である。
たとえば４気筒エンジンでは、燃料の噴射は、エアフロ
ーメータの読み込みタイミングに対して１８０ＣＡ×
（気筒数−２）ずれるので、シリンダ数から２引いた分
だけディレイ処理を行う。

【００６７】図１２はシリンダ吸入新気量Ｑacを演算す
るフローである。

【００６８】ステップ１ではエアフローメータ（ＡＭ
Ｆ）５５の出力電圧を読み込み、ステップ２でこの出力
電圧からテーブル変換により吸気量を演算する。ステッ
プ３では吸気脈動の影響をならすためこの吸気量演算値
に対して加重平均処理を行う。

【００６９】ステップ４ではエンジン回転数Ｎeを読み
込み、ステップ５においてこの回転数Ｎeと前記した吸
気量の加重平均値Ｑas0とから、シリンダ吸入空気量
（１吸気行程当たり）Ｑac0を、

【００７０】

【数１】Ｑac0＝（Ｑas0／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃ ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、 の式により計算する。

【００７１】ステップ６ではこのＱac0のｎ回演算分の
ディレイ処理を行い、このディレイ処理後の値Ｑac0・
Ｚ^-nをコレクタ５２ａ入口でのシリンダ新気量（１吸気
行程当たり）Ｑacｎとして算出する。これはエアフロー
メータ５５からコレクタ５２ａ入口までの吸入空気の遅
れを考慮したものである。

【００７２】ステップ７では容積比Ｋvolと体積効率相
当値の前回値Ｋin_n-1を用い、上記のコレクタ５２ａ入
口のシリンダ新気量Ｑacｎから

【００７３】

【数２】Ｑac＝Ｑac_n-1×（１−Ｋvol×Ｋin_n-1）＋Ｑa
cｎ×Ｋvol×Ｋin_n-1 ただし、Ｑac_n-1：Ｑacの前回値、 Ｋin_n-1：Ｋinの前回値、 の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入新気量（１吸
気行程当たり）Ｑacを求める。これはコレクタ５２ａ入
口からシリンダまでの吸入空気の遅れを考慮したもので
ある。

【００７４】図１３はシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecを演算
するフローである。

【００７５】この演算内容は上記図１２に示したシリン
ダ吸入新気量Ｑacの演算方法と同様である。ステップ１
で後述（図３６参照）のようにして求めるＥＧＲ（流）
量Ｑeの前回値であるＱe_n-1を読み込み、ステップ２で
エンジン回転数Ｎeを読み込む。

【００７６】ステップ４ではＱe_n-1とＮeと定数ＫＣＯ
Ｎ＃とからコレクタ５２ａ入口でのシリンダ吸入ＥＧＲ
量（１吸気行程当たり）Ｑecｎを

【００７７】

【数３】Ｑecｎ＝（Ｑe_n-1／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃ ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、 の式により計算する。さらに、ステップ５でこのコレク
タ入口５２ａでの値Ｑecｎと容積比Ｋvol、体積効率相
当値の前回値Ｋin_n-1を用いて、

【００７８】

【数４】Ｑec＝Ｑec_n-1×（１−Ｋvol×Ｋin_n-1）＋Ｑe
cｎ×Ｋvol×Ｋin_n-1 ただし、Ｑec_n-1：Ｑecの前回値、 Ｋin_n-1：Ｋinの前回値、 の式により遅れ処理を行ってシリンダ吸入ＥＧＲ量（１
吸気行程当たり）Ｑecを計算する。これはコレクタ５２
ａ入口からシリンダまでのＥＧＲガスの遅れを考慮した
ものである。

【００７９】なお、先願装置では、ＥＧＲ量Ｑeに対し
て、排気脈動の影響をならすため加重平均処理を行って
いたが、本実施形態ではＱeに対する加重平均処理を行
っていない。これは、次の理由による。排気脈動の影響
をならすためとはいえ、Ｑeの加重平均処理値を用いた
のでは、その加重平均に伴う誤差を含めてシリンダ吸入
ＥＧＲ量Ｑecを演算することになる。そこで、本実施形
態では、脈動を持ったＱeのままでＱecを演算すること
で、できるだけＱecの演算精度を高めるようにしてい
る。

【００８０】図１４は体積効率相当値Ｋinを演算するフ
ローである。

【００８１】ステップ１ではシリンダ吸入新気量Ｑac、
シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑec、吸気圧Ｐm、吸入ガス温度
の前回値であるＴn_n-1を読み込み、このうちＰmとＴn
_n-1からステップ２で図１５を内容とするマップを検索
することによりガス密度ROUqcylを求め、このガス密度R
OUqcylとシリンダガス重量Ｑcyl（＝Ｑac＋Ｑec）を用
いてステップ３において

【００８２】

【数５】Ｋin＝Ｑcyl／(Ｖc／ROUqcyl) ただし、Ｖc：１シリンダ容積、 の式（体積効率の定義式）により体積効率相当値Ｋinを
演算する。

【００８３】ここで、体積効率相当値Ｋinの演算方法は
先願装置と異なっている（先願装置より簡単になってい
る）。これは、本実施形態では吸気圧センサ７２を追加
しているため、このセンサ検出値を用いれば体積効率を
定義式より算出できるためである。これにより、本実施
形態では、体積効率の演算について、適合工数を少なく
することができている。

【００８４】図１６は吸気圧（コレクタ内）の演算（検
出）のフローである。

【００８５】ステップ１で吸気圧センサ７２の出力電圧
Ｐm＿vを読み込み、この出力電圧Ｐm＿vよりステップ２
において図１７を内容とするテーブルを検索することに
より圧力Ｐm＿0に変換し、この圧力値に対してステップ
３で加重平均処理を行い、その加重平均値Ｐm1を吸気圧
Ｐmとして演算する。

【００８６】吸気圧センサが設けられていなかった先願
装置と相違して、本実施形態では、吸気圧センサが設け
られているため、吸気圧Ｐmの演算が簡単になってい
る。

【００８７】ここで、吸気圧センサを新たに追加した理
由は次の通りである。先願装置ではターボチャージャが
可変容量型でなかったのに対して、本実施形態のターボ
チャージャは可変容量型であるため、ノズル開度が未知
数（自由度）として新たに加わり、先願装置より未知数
が１だけ増えることになった。そこで、未知数を先願装
置と同じにするため、吸気圧センサ７２を設けたもので
ある（先願装置では吸気圧も未知数であるが、本実施形
態では吸気圧は未知数でない）。

【００８８】図１８は吸入新気温度Ｔaを演算するフロ
ーである。

【００８９】ステップ１で吸気温度センサ７１の出力電
圧Ｔa＿vを読み込み、この出力電圧Ｔa＿vよりステップ
２において図１７と同様の特性を内容とするテーブルを
検索することにより温度Ｔa0に変換する。

【００９０】ステップ３では吸気温度センサ７１がイン
タークーラ３の上流側と下流側のいずれに装着されてい
るかをみる。

【００９１】図１のように、吸気温度センサ７１がイン
タークーラ３の上流側にある場合はステップ４に進み、
吸気圧の前回値であるＰm_n-1に基づいて圧力補正係数Ｋ
tmpiを、Ｋtmpi＝Ｐm_n-1×ＰＡ＃の式より計算する。た
だし、ＰＡ＃は定数である。

【００９２】そして、ステップ５ではこの圧力補正係数
Ｋtmpiに基づいてコレクタ５２ａ入口での吸入新気温度
Ｔaを、

【００９３】

【数６】Ｔa＝Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃ ただし、ＴＯＦＦ＃：定数、 の式（近似式）により計算する。この計算は、熱力学の
法則による温度変化予測演算である。

【００９４】吸気温度を車速や吸気量等により補正して
もよい。このときは、図１９、図２０に示した特性を内
容とするテーブルを予め作成しておき、車速と吸気量
（Ｑas0）から各テーブルを検索することにより、吸気
温度の車速補正値Ｋvsp、吸気温度の吸気量補正値Ｋqa
を求め、上記の数７式に代えて、

【００９５】

【数７】 Ｔa＝Ｋvsp×Ｋqa×Ｔa0×Ｋtmpi＋ＴＯＦＦ＃ の式により吸入新気温度Ｔaを求めればよい。

【００９６】一方、インタークーラ３の下流側に吸気温
度センサが装着されている場合は、過給による温度上昇
も、インタークーラによる温度低下のいずれも織り込み
済みとなるので、ステップ６に進み、Ｔa0の値をそのま
ま吸入新気温度Ｔaとした後、処理を終了する。

【００９７】図２１はシリンダ吸入ガス温度Ｔnを演算
するフローである。ステップ１でシリンダ吸入新気量Ｑ
acと吸入新気温度Ｔaとシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecと排
気温度の前回値であるＴexh_n-1を読み込み、このうちス
テップ２において排気温度の前回値Ｔexh_n-1にＥＧＲ通
路５４での排気温度低下係数Ｋtlosを乗じてシリンダ吸
入ＥＧＲガス温度Ｔeを算出し、ステップ３では

【００９８】

【数８】 Ｔn＝（Ｑac×Ｔa＋Ｑec×Ｔe）／（Ｑac＋Ｑec） の式によりシリンダ吸入新気とシリンダ吸入ＥＧＲガス
の平均温度を求めてこれをシリンダ吸気温度Ｔnとす
る。

【００９９】図２２は燃料噴射量Ｑfを演算するフロー
である。ステップ１でエンジン回転数Ｎeとコントロー
ルレバー開度（アクセルペダル開度により定まる）ＣＬ
を読み込み、ステップ２でこれらＮeとＣＬから図２３
を内容とするマップを検索して基本燃料噴射量Ｍqdrvを
求める。

【０１００】ステップ３ではこの基本燃料噴射量に対し
てエンジン冷却水温等に基づいて各種の補正を行い、こ
の補正後の値Ｑf1に対してさらにステップ４で図２４を
内容とするマップに基づいて、燃料噴射量の最大値Ｑf1
MAXによる制限を行い、制限後の値を燃料噴射量Ｑfとし
て演算する。

【０１０１】図２５は排気温度Ｔexhを演算するフロー
である。ステップ１、２では燃料噴射量のサイクル処理
値Ｑf0とシリンダ吸入ガス温度のサイクル処理値Ｔn0を
読み込む。さらに、ステップ３で排気圧の前回値である
Ｐexh_n-1を読み込む。

【０１０２】ステップ４では燃料噴射量のサイクル処理
値Ｑf0から図２６を内容とするテーブルを検索して排気
温度基本値Ｔexhbを求める。

【０１０３】ステップ５では前記した吸入ガス温度のサ
イクル処理値Ｔn0から排気温度の吸気温度補正係数Ｋte
xh1を、Ｋtexh1＝（Ｔn0／ＴＡ＃）^KN#（ただし、ＴＡ
＃、ＫＮ＃は定数）の式により、またステップ６では排
気温度の排気圧力補正係数Ｋtexh2を、排気圧の前回値
Ｐexh_n-1からＫtexh2＝（Ｐexh_n-1／ＰＡ＃）^(#Ke-1)/
#Ke（ただし、ＰＡ＃、＃Ｋeは定数）の式によりそれぞ
れ計算する。これら２つの補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2は
テーブル検索により求めてもかまわない（図２７、図２
８参照）。

【０１０４】次に、ステップ７ではスワール弁の開度位
置（全開か全閉かの２位置）とエンジン回転数Ｎeから
図２９を内容とするテーブルを検索することにより排気
温度のスワール補正係数Ｋtexh3を、ステップ８では指
令開度VNTstepと排気量Ｑexhとから図３０を内容とする
マップを検索することにより排気温度のノズル開度補正
係数Ｋtexh4をそれぞれ求める。

【０１０５】そして、ステップ９では、排気温度基本値
Ｔexhbに４つの各補正係数Ｋtexh1、Ｋtexh2、Ｋtexh
3、Ｋtexh4を乗じて排気温度Ｔexhを計算する。

【０１０６】ここで、本実施形態では、先願装置にない
２つの補正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を新たに導入したの
で、本実施形態のほうが排気温度Ｔexhの演算精度が向
上する。排気温度Ｔexhの演算精度を向上させるように
したのは、次の理由からである。図３４のフローで後述
するように、排気温度Ｔexhは排気圧Ｐexhの演算に用い
られる。したがって、排気温度Ｔexhの演算精度の向上
が排気圧Ｐexhの演算精度の向上に結びつくので、排気
圧Ｐexhの演算精度の向上を図るため、新たに２つの補
正係数Ｋtexh3、Ｋtexh4を導入したものである。

【０１０７】なお、図２５の処理は、熱力学の式から導
かれる下式を近似したものである。

【０１０８】

【数９】 図３１は可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａvntの演算
フローである。ステップ１では指令開度VNTstep、総排
気重量Ｑtotal（＝Ｑas0＋Ｑf）、排気温度Ｔexhを読み
込む。

【０１０９】このうち総排気重量Ｑtotalと排気温度Ｔe
xhからステップ２で

【０１１０】

【数１０】 Ｗexh＝Ｑtotal×Ｔexh／Ｔstd ［m³/sec］ ただし、Ｔstd：標準大気温度、 の式により排気流速相当値Ｗexhを算出する。

【０１１１】ステップ３では、この排気流速相当値Ｗex
hの平方根をとった値から図３２を内容とするテーブル
を検索して摩擦損失ξfricを演算する。ステップ４では
指令開度VNTstepと総ガス重量Ｑtotalから図３３を内容
とするマップを検索してノズル損失ξconvを演算する。
そして、これら２つの損失ξfric、ξconvをステップ５
において指令開度VNTstepに乗算して、つまり

【０１１２】

【数１１】Ａvnt＝ VNTstep×ξfric×ξconv の式により可変ノズルの有効面積相当値Ａvntを演算す
る。

【０１１３】図３４は排気圧（タービン入口圧）Ｐexh
の演算のフローである。

【０１１４】ステップ１では吸気量の加重平均値Ｑas
0、燃料噴射量Ｑf、有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔe
xh、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐaを読み込み、こ
れらのパラメータを用い、ステップ２において

【０１１５】

【数１２】Ｐexh0＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvn
t｝²×Ｔexh＋Ｐa ただし、Ｋpexh：定数、の式により排気圧Ｐexh0を演算
し、この排気圧に対してステップ３で加重平均処理を行
い、その加重平均値を排気圧Ｐexhとして求める。

【０１１６】ここで、上記の有効面積相当値Ａvntと排
気圧Ｐexh0の各演算方法は、次のようにして得たもので
ある。

【０１１７】〈１〉流路面積が縮小する場合の流れの基
礎式 図４４のように緩やかに断面積が縮小する管内を流れる
理想流体を考える。

【０１１８】流体の圧力、流速、面積、比重をそれぞれ
Ｐ、ｗ、Ａ、ρとし、入口を添字１、出口を添字２と
し、入口と出口の断面についてベルヌイ（Bernoulli）
の定理を適用すると、 ｗ₁ ²／２＋Ｐ₁／ρ＝ｗ₂ ²／２＋Ｐ₂／ρ ・・・（1a） また、連続の式より Ａ₁×ｗ₁＝Ａ₂×ｗ₂ ・・・（1b） したがって、両式からｗ₁を消去すると、 ｗ₂＝１／｛１−(Ａ₂／Ａ₁)²｝^1/2×｛２(Ｐ₁−Ｐ₂)／ρ｝^1/2［m/sec］ ・・・（２） 単位時間に流れる流量Ｑは、連続の式より一定であるか
ら、 Ｑ＝ρ×Ａ₂×ｗ₂ ＝Ａ₂／｛１−(Ａ₂／Ａ₁)²｝^1/2×｛２ρ×(Ｐ₁−Ｐ₂)｝^1/2［kg/sec］ ・・・（３） の式より表すことができる。

【０１１９】（３）式の右辺の１／｛１−(Ａ₂／
Ａ₁)²｝^1/2を効率ηnとおくと、次の流れの基礎式を得
る。

【０１２０】 Ｑ＝ηn×Ａ₂×｛２ρ×(Ｐ₁−Ｐ₂)｝^1/2 ・・・（４） 〈２〉ターボチャージャの状態方程式 次に、ターボチャージャ２でのコンプレッサ２ｂと仕事
の釣合いの関係を調べる。なお、以下で使用する記号は
図４５の通りである。

【０１２１】コンプレッサ２ｂの実効仕事率Ｌcは、 Ｌｃ＝Ｑas0×Ｗc／ηc ［Ｗ］ ・・・（５） ただし、Ｑas0：吸入新気重量流量［kg/sec］、 Ｗc：コンプレッサ理論仕事［Ｊ／kg］、 ηc：コンプレッサ効率相当値。

【０１２２】また、タービン２ａの実効仕事率Ｌtは、 Ｌt＝ηt×Ｑtotal×Ｗt ［Ｗ］ ・・・（６） ただし、Ｑtotal：総排気重量流量［kg/sec］、 Ｗt：タービン理論仕事［Ｊ／kg］、 ηt：タービン効率相当値。

【０１２３】タービン２ａとコンプレッサ２ｂは軸を介
して直結されているので、コンプレッサ２ｂとタービン
２ａの実仕事率Ｌc、Ｌtが等しいとおけば（軸受けのフ
リクションは効率に含まれる）、ターボチャージャ２の
状態方程式として次式を得る。

【０１２４】 ηc×ηt×(Ｑtotal／Ｑas0)＝Ｗc／Ｗt ∴Ｑtotal＝(Ｗc／Ｗt)×｛１／(ηc×ηt)｝×Ｑas0 ・・・（７） 〈３〉流路面積が縮小する場合の排気圧予測式の検討 （７）式の左辺に上記の（４）式を適用して、 Ａvnt×｛２×ρe×(Ｐexh−Ｐa)｝^1/2 ＝(Ｗc／Ｗt)×｛１／(ηc×ηt)｝×Ｑas0 ・・・（8a） Ａvnt＝ηn×VNTstep ・・・（8b） ただし、Ａvnt：可変ノズルの有効面積相当値、 Ｐexh：排気圧、 Ｐa：大気圧相当値、 ρe：排気の密度、 VNTstep：指令開度、 ηn：効率（損失分）、 の式を得る。

【０１２５】（8a）式を排気圧Ｐexhについて整理する
と、 Ｐexh＝｛(Ｗc／Ｗt)×｛１／(ηc×ηt)｝×Ｑas0／Ａvnt｝² ×(１／(２×ρe))＋Ｐa ・・・（９） ここで、排気密度ρeは理論式によれば ρe＝ρstd×(Ｔa／Ｔexh)×(Ｐexh／Ｐa) ・・・（10） ただし、ρstd：標準大気の密度（≒1.1679g/cm³）、 Ｔa:コンプレッサ入口温度、 Ｔexh：排気温度、 Ｐexh：排気圧、 Ｐa：大気圧、 であるが、この理論式では排気密度ρeを求めるのに排
気圧Ｐexhを用いることになって具合が悪いので、 ρe≒ρstd×(Ｔa／Ｔexh)＝Ｔstd／Ｔexh ・・・（11） ただし、Ｔstd：標準大気の温度（≒298.15Ｋ）、 の近似式を用いる。近似できる理由は、排気圧Ｐexhが
高くなれば、排気温度Ｔexhも高くなるので、排気圧Ｐe
xhの変化分を排気温度Ｔexhに含めて考えることができ
るからである。

【０１２６】したがって、（11）式を（９）式に代入す
ることにより、次の式を得る。

【０１２７】 Ｐexh＝Ｋpexh×(Ｗc／Ｗt)×｛１／(ηc×ηt)｝×Ｑas0／Ａvnt｝² ×Ｔexh＋Ｐa ・・・（12a） Ｋpexh＝１／(２×Ｔa×ρstd) ＝１／(２×Ｔstd） ・・・（12b） ただし、Ｋpexh：定数。

【０１２８】ここで、（12a）式右辺のコンプレッサ理
論仕事Ｗcとタービン理論仕事Ｗtは次式で与えられる。

【０１２９】

【数１３】 さて、（12a）式より、排気圧Ｐexhの演算式が求められ
たが、（12a）式中のηc、ηt、Ｗc、Ｗtの演算は複雑
であり（ＥＣＵの能力が要る）、また、（14）式ではこ
れから求めようとする排気圧Ｐexhを知る必要があるの
で、さらに考える。

【０１３０】いま、総排気重量Ｑtotalと吸入新気量Ｑa
s0および燃料噴射量Ｑf（単位はすべて［kg/sec］とす
る）の間には次の関係がある。

【０１３１】 Ｑtotal＝Ｑas0＋Ｑf ・・・（15） （15）式の左辺に上記の（４）式を適用して、 Ａvnt×｛２×ρe×(Ｐexh−Ｐa)｝^1/2＝Ｑas0＋Ｑf ・・・（16a） Ａvnt＝ηn×VNTstep ・・・（16b） （16a）式の両辺を２乗して排気圧Ｐexhについて整理す
ると、次式が得られる。

【０１３２】 Ｐexh＝｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝²×(１／ρe)＋Ｐa ・・・（17） ここでも、上記の排気密度ρeの近似式である（11）式
を（17）式に代入することにより、次の最終式を得る。

【０１３３】 Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝²×Ｔexh＋Ｐa ・・・（18a） Ｋpexh＝１／(２×Ｔa×ρstd) ＝１／(２×Ｔstd） ・・・（18b） ただし、Ｋpexh：定数。

【０１３４】（18a）式は上記の（12a）式と等価であ
り、（18a）式による排気圧Ｐexhの演算式には、コンプ
レッサ２ｂ、タービン２ａの理論仕事の比（Ｗc／Ｗt）
と各々の効率の積(ηc×ηt)が含まれており、（18a）
式を用いれば、ターボチャージャ２の理論仕事Ｗc、Ｗt
と効率ηc、ηtが未知であっても考慮したことになる。
ゆえにあとは、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率ηn
を求めればよい。

【０１３５】〈４〉ノズルを流れるガスの効率ηn 効率ηnを含んだ可変ノズル２ｄの有効面積相当値Ａvnt
は上記の(8b)式、(16b)式で与えられるが、さらに効率
ηnは次式で表すことができる。

【０１３６】 Ａvnt＝ηn×VNTstep ＝ξconv×ξfric×VNTstep ・・・（19） ただし、ξconv：ノズル損失、 ξfric：摩擦損失。

【０１３７】（19）式においてノズル損失ξconvは、ノ
ズル開度毎に決まる損失であり、縮まり管の場合、
（３）式からわかるように１／｛１−(Ａ₂／Ａ₁)²｝^1/2
が効率になる。

【０１３８】しかしながら、流速の変化が大きい場合、
１／｛１−(Ａ₂／Ａ₁)²｝^1/2の値をそのままノズル損失
ξconvとみなすと、実際のノズル損失と合わないことが
多いので、ノズル開度に対する効率のテーブルを持たせ
ることで記述している（図３３参照）。

【０１３９】また、（19）式の摩擦損失ξfricは、ノズ
ル内部の流れを層流とみなすとハーゲンポアズイユ（Ha
gen-Poiseuille）の式が成り立ち、流速の平方根に摩擦
損失ξfricが比例する。そこで、 Ｗexh＝Ｑtotal／ρe ・・・（20） の式により体積流量相当値Ｗexhを算出し、これの平方
根を排気流速として、これにより摩擦損失ξfricを検索
する（図３２参照）。

【０１４０】ここでも、排気密度ρeの近似式である（1
1）式を（20）式に代入して、 Ｗexh＝Ｑtotal×Ｔexh／(ρstd×Ｔa) ＝Ｑtotal×Ｔexh／Ｔstd ・・・（21） このようにして、（19）式によりノズル有効面積相当値
Ａvntを演算し、このＡvntのほか、Ｑas0、Ｑf、Ｔex
h、Ｐa を用いて、（18a）、（18b）式により排気圧Ｐe
xhを予測するようにしたわけである。排気圧の実測値と
予測値の相関を調べた実験結果を図３５に示す。同図よ
り、予測値でも十分な精度があることがわかる。

【０１４１】次に、図３６はＥＧＲ(流)量Ｑeを演算す
るフローである。ステップ１では上記した吸気圧Ｐm、
排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁実開度としてのＥＧＲ弁実リフ
ト量Ｌiftsを読み込む。あるいは、ステップモータのよ
うに目標値を与えれば実際のＥＧＲ弁リフト量が一義に
決まる場合は、目標ＥＧＲ弁リフト量でもよい。

【０１４２】ステップ２では、このＥＧＲ弁実リフト量
Ｌiftsから図３７を内容とするテーブルを検索して、Ｅ
ＧＲ弁５７の開口面積相当値Ａveを求める。

【０１４３】そして、ステップ３において、ＥＧＲ流量
Ｑeを、これら吸気圧Ｐmと排気圧Ｐexh、ＥＧＲ弁５７
の開口面積相当値Ａveとから、

【０１４４】

【数１４】Ｑe＝Ａve×｛(Ｐexh−Ｐm)×ＫＲ＃｝^1/2 ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、 の式により計算する。

【０１４５】図３８は目標ＥＧＲ率Ｍegrを演算するフ
ローである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、燃料噴
射量Ｑf、シリンダ吸入ガス温度Ｔnを読み込み、このう
ちＮeとＱfとから図３９を内容とするマップを検索し
て、目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr0を求める。ステップ３で
はシリンダ吸入ガス温度Ｔnから図４０を内容とするテ
ーブルを検索して目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを求め、こ
の目標ＥＧＲ率補正値Ｈegrを目標ＥＧＲ率基本値Ｍegr
0に乗ずることによって目標ＥＧＲ率Ｍegrを計算する。

【０１４６】図４１は要求ＥＧＲ(流)量Ｔqeの演算フロ
ーである。ステップ１でエンジン回転数Ｎe、目標ＥＧ
Ｒ率Ｍegr、シリンダ吸入新気量Ｑac、燃料噴射量のサ
イクル処理値Ｑf0を読み込み、このうちシリンダ吸入新
気量Ｑacに目標ＥＧＲ率Ｍegrをステップ２において乗
ずることで目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを計算する。

【０１４７】ステップ３ではこの目標吸入ＥＧＲ量Ｍqe
cに対して、Ｋin×Ｋvolを加重平均係数として

【０１４８】

【数１５】Ｒqec＝Ｒqec_n-1×（１−Ｋin×Ｋvol）＋Ｍ
qec×Ｋin×Ｋvol ただし、Ｒqec_n-1：Ｒqecの前回値、 の式により中間処理値（加重平均値）Ｒqecを演算し、
この中間処理値Ｒqecと上記の目標吸入ＥＧＲ量Ｍqecを
用いてステップ４で

【０１４９】

【数１６】Ｔqec＝Ｍqec×ＧＫＱＥＣ＋Ｒqec_n-1×（１
−ＧＫＱＥＣ） ただし、Ｒqec_n-1：Ｒqecの前回値、 ＧＫＱＥＣ：進み補償ゲイン、 の式により進み処理を行って目標シリンダ吸入ＥＧＲ量
Ｔqecを求める。要求値に対して吸気系の遅れ（すなわ
ちＥＧＲ弁５７→コレクタ５２ａ→吸気マニホールド→
吸気弁の容量分の遅れ）があるので、ステップ３、４で
はこの遅れ分の進み処理を行うものである。

【０１５０】ステップ５ではこの目標シリンダ吸入ＥＧ
Ｒ量Ｔqecから、

【０１５１】

【数１７】Ｔqe＝（Ｔqec／Ｎe）×ＫＣＯＮ＃ ただし、ＫＣＯＮ＃：定数、 の式により単位変換（１シリンダ当たり→単位時間当た
り）を行って、要求ＥＧＲ量Ｔqeを計算する。

【０１５２】図４２は指令ＥＧＲ弁開度としての指令Ｅ
ＧＲ弁リフト量Ｌifttを演算するフローである。ステッ
プ１では吸気圧Ｐm、排気圧Ｐexh、要求ＥＧＲ量Ｔqeを
読み込む。ステップ２ではＥＧＲ弁５７の要求開口面積
Ｔavを、

【０１５３】

【数１８】 Ｔav＝Ｔqe／｛（Ｐexh−Ｐm）×ＫＲ＃｝^1/2 ただし、ＫＲ＃：補正係数（定数）、 の式（流体力学の法則）で計算する。

【０１５４】ステップ３ではこのＥＧＲ弁５７の要求開
口面積Ｔavより図４３を内容とするテーブルを検索して
目標ＥＧＲ弁開度としてのＥＧＲ弁目標リフト量Ｍlift
を求め、この目標リフト量Ｍliftに対して、ステップ４
において、ＥＧＲ弁５７の作動遅れ分の進み処理を行
い、その進み処理後の値を指令ＥＧＲ弁リフト量Ｌiftt
として求める。

【０１５５】このようにして求められた指令ＥＧＲ弁リ
フト量Ｌifttが図示しないフローによりステップモータ
５７ａへと出力され、ＥＧＲ弁５７が駆動される。

【０１５６】これでＥＧＲ制御の説明を終了する。

【０１５７】このように、本発明の実施形態では、吸気
量(の加重平均値)Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、可変ノズルの
有効面積相当値Ａvnt、排気温度Ｔexhの４つの要素から
ダイレクトにかつ簡単な上記の数１２式を用いて排気圧
Ｐexhを演算できることになったので、可変容量ターボ
チャージャを備える場合においても、過渡時に応答遅れ
なく排気圧を推定できる。

【０１５８】また、有効面積相当値Ａvntを、可変ノズ
ル２ｄを流れるガスの効率ηnと可変ノズル２ｄを駆動
するステップモータ２ｃに与える指令開度VNTstepとの
積で与えるようにしたので、可変ノズル２ｄを流れるガ
スの効率ηnを考慮できる。

【０１５９】また、可変ノズル２ｄを流れるガスの効率
ηnは摩擦損失ξfricとノズル損失ξconvの積としたの
で、摩擦損失とノズル損失を別個に考慮できる。

【０１６０】また、摩擦損失ξfricを、排気流速相当値
Ｗexhの平方根に比例する値で与えるようにしたので、
排気流速が相違しても、摩擦損失ξfricを精度よく与え
ることができる。

【０１６１】また、流速の変化が大きい場合、縮まり管
に対する損失（上記（３）式の１／｛１−(Ａ₂／
Ａ₁)²｝^1/2の値）をそのままノズル損失とみなすと、実
際のノズル損失と合わないことが多いのであるが、本実
施形態ではノズル損失ξconvを、指令開度VNTstepと総
排気重量Ｑtotalに応じた値としたので、流速の変化が
大きい場合にも実際のノズル損失とよく合致させること
ができる。

【０１６２】また、指令開度VNTstepと排気量Ｑexhに応
じて排気温度のノズル開度補正係数Ｋtexh4を演算し、
この補正係数Ｋtexh4で排気温度基本値Ｔexhbを補正す
るようにしたので、排気温度Ｔexhの演算精度が向上
し、この向上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上す
る。同様にして、吸気ポートにスワール弁を備える場合
には、このスワール弁の開度位置とエンジン回転数Ｎe
に応じて排気温度のスワール補正係数Ｋtexh3を演算
し、この補正係数Ｋtexh3で排気温度基本値Ｔexhbを補
正するようにしたので、吸気ポートにスワール弁を備え
る場合にも排気温度Ｔexhの演算精度が向上し、この向
上分だけ排気圧Ｐexhの演算精度が向上する。

【０１６３】なお、排気圧（タービン入口圧）の演算式
は上記の数１２式に限られるものでない。これを図４６
の演算フローで説明すると、このフローは図３４に置き
換わるものである。

【０１６４】図３４では、ノズル２ｄを通過するガスの
流れを、流路面積が縮小する場合の流れである（図４４
参照）と仮定して排気圧を演算したのに対して、図４６
は、ノズルを通過するガスの流れを、理想気体が断熱変
化して流動する場合の流れ（図４８参照）と仮定して求
めるものである。図４６において具体的には、ステップ
１１で

【０１６５】

【数１９】Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑfuel)／Ａvn
t｝²×Ｔexh ただし、Ｋpexhn：定数、 の式によりタービン入口排気圧相当値Ｐexhrを演算し、
このＰexhrと大気圧Ｐaからステップ１２において図４
７を内容とするマップを検索することにより排気圧Ｐex
h0を求める。後は、図３４と同じであり、このＰexh0に
対してステップ３で加重平均処理を行い、その加重平均
値を排気圧Ｐexhとして求める。

【０１６６】ここで、どのようにして数１９式の排気圧
の演算方法を得たかを次に説明する。

【０１６７】〈５〉先細ノズルの場合の流れの基礎式 タービンノズルを通過する通過する流れを考察すると、
外部との熱の出入りや仕事がほとんどないため、流体の
持つエネルギは、内部エネルギの減少分が運動エネルギ
と押し出し仕事に変化すると考えられる。また、エンジ
ンの排気は、低圧・高温なので理想気体とみなせる。し
たがって、タービンノズルを通過する排気の流れは、
「理想気体が断熱変化をして流動する」と考えることが
できる。

【０１６８】さて、タービンノズルのような先細ノズル
において、図４８に示したように、圧力、比容積、流
速、面積、温度、比熱比、気体定数をそれぞれ、Ｐ、
ｖ、ｗ、Ａ、Ｔ、κ、Ｒとし、入口を添字１、出口を添
字２とすると、

【０１６９】

【数２０】 である。また、定常流動のエネルギ基本式から、次式が
成り立つ。

【０１７０】

【数２１】数１９式に（31）式を代入して、

【０１７１】

【数２２】あるいはＰ₁Ｖ₁＝ＲＴ₁から、

【０１７２】

【数２３】先細ノズルでは、入口流速ｗ₁は出口流速ｗ₂
に比べてきわめて小さいので省略すると、ノズル出口端
の速度ｗ₂は次式で与えられる。

【０１７３】

【数２４】 ノズルの各断面を単位時間に流れる流量Ｑは、連続の式
より一定であるから、 Ｑ＝Ａ₂×ｗ₂／ｖ₂＝ρe×Ａ₂×ｗ₂［kg/sec］ ・・・（33） である。また、ノズル内を流れる流体は理想気体で断熱
変化するものとみなしているから、上記の（31）式よ
り、

【０１７４】

【数２５】 である。

【０１７５】（33）式に（32）式と（34）式を代入する
と、

【０１７６】

【数２６】 （35）式が先細ノズルの場合の流れの基礎式である。

【０１７７】〈６〉先細ノズルの場合の排気圧予測式の
検討 図４５を参照する。（15）式から Ｑas0＋Ｑf＝Ｑtotal［kg/sec］ ・・・（36） である。この（36）式の右辺に、面積が縮小するノズル
の流れの式である上記の（35）式を適用して、

【０１７８】

【数２７】 の式を得る。

【０１７９】ここで、タービン入口排気圧相当値Ｐexhr
を、

【０１８０】

【数２８】 とおくと、（37a）式は Ｑas0＋Ｑf ＝Ａvnt×［２×(κe／(κe−１))×ρe×Ｐexhr］^1/2［kg/sec］ ・・・（39） となるので、（39）式をタービン入口排気圧相当値Ｐex
hrについて整理すると、次式が得られる。

【０１８１】 Ｐexhr＝(１／(２×ρe))×(κe／(κe−１)) ×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝²［Ｐａ］ ・・・（40） ここでも、排気密度ρeの近似式である（11）式を（4
0）式に代入することにより、次の最終式を得る。

【０１８２】 Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt｝²×Ｔexh［Ｐａ］・・・（41a） Ｋpexhn＝(１／(２×ρe))×(κe／(κe−１)) ・・・（41b） ただし、Ｋpexhn：定数。

【０１８３】さて、上記の数１２式のように、ノズルを
通過するガスの流れを、流路面積が縮小する場合の流れ
であると仮定して排気圧を演算するものでは、標準状態
（298Ｋ、0.1ＭＰａ）において排気圧の高い演算精度が
得られるのであるが、実験によると、標準状態と異なる
場合（たとえば高地、標準温度より温度が高い場合、湿
度が標準状態と異なる場合など）に、排気圧の演算精度
が低下することがわかっている。これは、数１２式が比
重の変化を考慮してはいるが、まだ正確でないためと思
われる。

【０１８４】これに対して、ノズルを通過するガスの流
れを、理想気体が断熱変化して流動する場合の流れであ
ると仮定して求めた第４実施形態によれば、演算式によ
り単位時間当たりの流量と圧力（つまり比重の変化）が
正確に記述できているので、標準状態と異なる気圧や温
度の状態においても、排気圧の高い演算精度が得られる
ことになった。

【０１８５】しかもマッチングしなければならない図４
７の特性は、図示のように単純なものであるため、ほと
んど計算だけで足り（マッチングの必要なし）、机上の
みの計算でも排気圧の演算精度は高いのである（実験に
より確認している）。

【０１８６】さて、ＥＧＲ装置と可変容量ターボチャー
ジャをエンジンに備え、前述したモデル規範制御を用い
たＥＧＲ制御と上記の過給圧制御とを行うとともに、手
動変速機を備える車両を用いて発進加速を行ったとき、
この車両においては発進加速直後に燃焼騒音とスモーク
が一時的に増えること、また加速途中の変速中には燃焼
騒音が一時的に増えることを見い出した。そこで、これ
を解析するため、エンジン回転数を一定に保ったまま、
燃料噴射量をステップ的に増大し、一定期間のあとにス
テップ的に燃料噴射量を減少させる実験を行った。この
ときの実験結果をモデル的に示したのが図４９である。
同図において、燃料噴射量Ｑfがステップ的に増加する
ｔ１のタイミングが発進加速時に、燃料噴射量Ｑfがス
テップ的に減少するｔ２のタイミングが加速途中の変速
中に対応する。

【０１８７】なお、ｔ２のタイミングが加速途中の変速
中に対応するのは次の理由からである。手動変速機を備
える車両でたとえばギア位置を１速にした状態でアクセ
ルペダルを踏み込んで加速（発進加速）を行い、そのあ
とギア位置を２速に入れ換えるにはそれまで踏み込んで
いたアクセルペダルから足を離してクラッチペダルに移
し、クラッチペダルを踏み込んでクラッチを切らなけれ
ならない。このクラッチ切断の過程でアクセルペダル開
度が減少し、このアクセルペダル開度の減少に対応して
燃料供給量が減少するわけである。ただし、本発明は手
動変速機を備える車両に限定されるものでなく、自動変
速機を備える車両においてもｔ２のタイミングが加速途
中の変速中に対応する。自動変速機を備える車両では、
変速時に変速ショックを和らげるため、燃料噴射量を減
量する指令が出るからである。

【０１８８】以下、（１）発進加速直後と（２）加速途
中の変速中に分けて解析する。 （１）発進加速直後：負荷増大によって排気圧Ｐexhが
応答よく上昇するのに対してターボチャージャ２の作動
遅れによって吸気圧Ｐmのほうは遅れて上昇するため、
吸気圧Ｐmと排気圧Ｐexhの差圧ΔＰ（＝Ｐexh−Ｐm）が
第５段目のように増大し、これによって実ＥＧＲ流量
（数１３式により演算されるＱe）が、第３段目一点鎖
線のように一時的に増加し、その後に増加後の燃料噴射
量Ｑfに対応するＥＧＲ流量へと一次遅れで収束する。
このターボチャージャ２の作動遅れに伴う一時的なＥＧ
Ｒ流量の増加で低温予混合燃焼を維持できなくなる。燃
焼状態が拡散燃焼を主体とする通常のディーゼル燃焼に
移行し、燃焼騒音（１ｋＨｚバンドのＣＰＬ）とスモー
ク（ＩＳＦ）が増大するのである。 （２）加速途中の変速中：負荷減少によって排気圧Ｐex
hが応答よく減少するのに対してターボチャージャ２の
作動遅れで吸気圧Ｐmが遅れて減少するため、差圧ΔＰ
が第５段目のように減少し、これによって実ＥＧＲ流量
が一時的に減少し、そのあとは減少後の燃料噴射量Ｑf
に対応するＥＧＲ流量へと一次遅れで収束する。このタ
ーボチャージャ２の作動遅れに伴う一時的なＥＧＲ流量
の減少によっても燃焼状態が低温予混合燃焼から拡散燃
焼を主体とする通常のディーゼル燃焼に移行してしま
い、燃焼騒音が増大するのである。

【０１８９】そこでコントロールユニット４１では、上
記（１）の場合、つまり実過給圧（＝吸気圧）が目標過
給圧より小さくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より
大きい場合に、コモンレール圧力（燃料噴射圧力）を増
大補正し、かつ噴射時期を遅角補正する。コモンレール
圧力を増大させることで、燃料噴霧の微粒化を促進させ
てスモークを低減し、かつ噴射時期を遅角して着火遅れ
期間を増大させることで、燃料と空気の混合を促進させ
た後に燃焼させ、これによって低温予混合燃焼を維持さ
せ、燃焼騒音とスモークをともに抑制するのである。

【０１９０】また、（２）の場合、つまり実過給圧が目
標過給圧より大きくかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量
より小さい場合に、コモンレール圧力を減少補正し、か
つ噴射時期を遅角補正する。コモンレール圧力を減少さ
せることで、燃料噴霧の微粒化を鈍化させて燃焼を緩慢
にする（酸素量が十分なのでスモークは悪化しない）と
ともに、燃料噴射時期を遅角して着火遅れ期間を増大さ
せることで、燃料と空気の混合を促進させた後に燃焼さ
せることにより、この場合も低温予混合燃焼を維持さ
せ、これによって燃焼騒音を抑制するのである。

【０１９１】これをまとめたのが図５０の表図で、同図
において右上欄が上記（１）の場合に、左下欄が上記
（２）の場合に対応する。

【０１９２】この場合、実過給圧と目標過給圧の比較結
果および実ＥＧＲ流量と目標ＥＧＲ流量の比較結果の組
み合わせによれば、次の（３）、（４）の場合が考えら
れるので、この（３）、（４）の場合に対しては、次の
ようにコモンレール圧力および噴射時期を制御する。 （３）実過給圧が目標過給圧より大きくかつ実ＥＧＲ流
量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合：上記（２）の場合
よりコモンレール圧力の減少補正量および噴射時期の遅
角補正量を小さくする（図５０の右下欄に対応）。 （４）実過給圧が目標過給圧より小さくかつ実ＥＧＲ流
量が目標ＥＧＲ流量より小さい場合：上記（１）の場合
よりコモンレール圧力の増大補正量および噴射時期の遅
角補正量を小さくする（図５０の左上欄に対応）。

【０１９３】ここで、（３）や（４）の場合は、実ＥＧ
Ｒ流量がオーバーシュートする応答の場合に対処するた
めのものである。たとえば、加速途中の変速中のＥＧＲ
流量の変化を図５１にモデル的に示すと、実ＥＧＲ流量
の通常の応答の場合には、上記（２）の場合のコモンレ
ール圧力および噴射時期の制御で対処した。しかしなが
ら、実ＥＧＲ流量が目標値を超えてオーバーシュートす
る応答（図ではゲイン過多の応答）の場合に、実ＥＧＲ
流量が目標ＥＧＲ流量を上回るｔ３からｔ４までの区間
においても（２）の場合の制御を行ったのでは、コモン
レール圧力の減少補正量および燃料噴射時期の遅角補正
量が大き過ぎることになるので、各補正量を小さくする
ため、（３）の場合の制御を行うのである。

【０１９４】コントロールユニット４１で行われる上記
の制御を次に詳述する。

【０１９５】図５２はコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐra
ilの演算フローで、１０msec毎に実行する。

【０１９６】ステップ１でエンジン回転数Ｎe、燃料噴
射量Ｑf、シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑec（図１３により演
算）、目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqec（図４１ステッ
プ４で演算）、実過給圧Ｐm、目標過給圧ＴＰmを読み込
む。

【０１９７】ここでは、実ＥＧＲ流量としてシリンダ吸
入ＥＧＲ量Ｑecを、その目標値として目標シリンダ吸入
ＥＧＲ量Ｔqecを用いたが、実ＥＧＲ流量Ｑe（図３６に
より演算）とこれに対応する目標値としての要求ＥＧＲ
流量Ｔqe（図４１参照）を用いてもかまわない。なお、
実過給圧Ｐm＿ist（センサ７２により検出）は吸気圧Ｐ
mに等しいので、符号としてはＰmを用いている。また、
目標過給圧Ｐm＿solは図４のステップ４で演算されてい
るが、Ｐmという符号に対応してＴＰmという符号を用い
る。

【０１９８】ステップ２ではシリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑec
と目標シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecとの差dＱec、実過給
圧Ｐmと目標過給圧ＴＰmとの差dＰmを演算し、これらの
差dＱec、dＰmからステップ３で図５３を内容とする２
つのテーブルのいずれかを検索することにより、コモン
レール圧力補正量の基本値ＫＱＢ Ｐを演算する。

【０１９９】また、エンジン回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑf
からステップ４で図５４を内容とするマップを検索する
ことにより補正ゲインとしての運転条件反映係数ＫＱＣ
Ｐを演算し、この係数ＫＱＣ Ｐと上記の基本値ＫＱ
Ｂ Ｐとを用いステップ５において、

【０２００】

【数１８】Ｋ Ｐrail＝ＫＱＢ Ｐ×ＫＱＣ Ｐ の式によりコモンレール圧力補正量Ｋ Prailを演算す
る。

【０２０１】ここで、基本値ＫＱＢ Ｐは図５０で前述
したコモンレール圧力補正量を与えるものである。すな
わちＫＱＢ Ｐの値は、ＴＰm＞ＰmかつＱec＞Ｔqecの
場合（上記（１）の場合）に、dＱecに比例して大きく
なり（図５３右図参照）、ＴＰm＜ＰmかつＱec＜Ｔqec
の場合（上記（２）の場合）に、dＱecに比例して負で
大きくなる値である（図５３左図参照）。また、ＴＰm
＞ＰmかつＱec＜Ｔqecの場合（上記（３）の場合）に上
記（２）の場合より直線の傾きを緩やかに（図５３右図
参照）、同様にしてＴＰm＜ＰmかつＱec＞Ｔqecの場合
（上記（４）の場合）に上記（１）の場合より直線の傾
きを緩やかにしている（図５３左図参照）。

【０２０２】図５４においては、Ａが低温予混合燃焼
域、Ｃが拡散燃焼を主体とする通常のディーゼル燃焼
域、Ｂが両者の中間の領域で、燃焼騒音は特にＢの領域
においいて顕著であることから、Ｂの領域でＫＱＣ Ｐ
を最大の１．０としている。

【０２０３】Ａの領域でＫＱＣ Ｐ＝０．８としている
のは、この領域ではＥＧＲ流量、過給圧とも応答が遅い
ため、補正ゲインが大きいとハンチングの可能性がある
ので、このハンチング防止のため補正ゲインを小さくし
ているものである。

【０２０４】またＣの領域でＫＱＣ Ｐ＝０．６として
いるのは、次の理由からである。この領域はＥＧＲを中
止しかつ高過給圧の領域であるため、原則的には補正す
る必要のない領域である。しかしながら、ＫＱＣ Ｐの
値は、最終的には適合によって定めることになるので、
Ｃでの値が必要な場合も生じる。そこで、Ｃの領域でも
値を入れることができるようにしている（０．６は仮の
値）。

【０２０５】図５５は噴射時期補正量Ｋ ＩＴの演算フ
ローである。

【０２０６】ステップ１、２は図５２のステップ１、２
と同じである（シリンダ吸入ＥＧＲ量Ｑecと目標シリン
ダ吸入ＥＧＲ量Ｔqecとの差dＱec、実過給圧Ｐmと目標
過給圧ＴＰmとの差dＰmを演算する）。

【０２０７】ステップ３ではこれらの差dＱec、dＰmか
ら図５６を内容とする２つのテーブルのいずれかを検索
することにより、噴射時期補正量の基本値ＫＱＢ ＩＴ
を、またエンジン回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑfからステッ
プ４で図５７を内容とするマップを検索することによ
り、補正ゲインとしての運転条件反映係数ＫＱＣ ＩＴ
を演算し、これら運転条件反映係数ＫＱＣ ＩＴ、基本
値ＫＱＢ ＩＴを用いステップ５において

【０２０８】

【数１９】Ｋ ＩＴ＝ＫＱＢ ＩＴ×ＫＱＣ ＩＴ の式により噴射時期補正量Ｋ＿ＩＴを演算する。

【０２０９】ここで、基本値ＫＱＢ ＩＴは図５０で前
述した料噴射時期の遅角補正量を与えるものである。す
なわち、基本値ＫＱＢ ＩＴはＴＰm＞ＰmかつＱec＞Ｔ
qecの場合（上記（１）の場合）に、dＱecに比例してＫ
ＱＢ ＩＴの値が負で大きくなり（図５６右図参照）、
ＴＰm＜ＰmかつＱec＜Ｔqecの場合（上記（２）の場
合）に、dＱecに比例してＫＱＢ ＩＴの値が負で大き
くなる（図５６左図参照）値である。また、ＴＰm＞Ｐm
かつＱec＜Ｔqecの場合（上記（３）の場合）に上記
（２）の場合より直線の傾きを緩やかに（図５６右図参
照）、同様にしてＴＰm＜ＰmかつＱec＞Ｔqecの場合
（上記（４）の場合）に上記（１）の場合より直線の傾
きを緩やかにしている（図５６左図参照）。

【０２１０】なお、基本値ＫＱＢ ＩＴを負の値で与え
るのは、図６５のステップ７で後述するように補正量Ｋ
ＩＴを目標噴射時期ＴＩＴ0に加算した値を目標噴射
時期ＴＩＴ1として求めており、この場合の目標噴射時
期は所定のクランク角位置から進角側に測った値（進角
量）であるため、遅角補正するには補正量Ｋ ＩＴを負
の値で与える必要があるからである。

【０２１１】図５７においてＡの領域でＫＱＣ Ｐ＝
０．８とし、またＣの領域でＫＱＣ Ｐ＝０．６としてい
るのは図５４と同様の理由によるものである。

【０２１２】図５８は目標コモンレール圧力ＴＰrailの
演算フローである。

【０２１３】ここで、ステップ７において上記のコモン
レール圧力補正量Ｋ Prailを用いてコモンレール圧力
を補正している点が従来と異なる点で、残りは従来と同
様である。

【０２１４】詳細にはステップ１でエンジン回転数Ｎ
e、燃料噴射量Ｑf、大気圧（コンプレッサ入口圧）Ｐ
a、冷却水温Ｔw、吸入新気温度Ｔa（図１８により演
算）、実コモンレール圧力Ｐrail（センサ３２により検
出）に加えてコモンレール圧力補正量Ｋ Ｐrailを読み
込み、このうちエンジン回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑfから
ステップ２において図５９を内容とするマップを検索す
ることにより目標コモンレール圧力の基本値ＴＰrailB
を、また冷却水温Ｔw、吸入新気温度Ｔa、大気圧Ｐaか
らステップ３、４、５で図６０、図６１、図６２を内容
とするテーブルを検索することにより、目標コモンレー
ル圧力の水温補正係数ＫＰＴw、吸気温度補正係数ＫＰ
Ｔa、大気圧補正係数ＫＰＰaを求め、ステップ６におい
て

【０２１５】

【数２０】 ＴＰrail0=ＴＰrailB×ＫＰＴw×ＫＰＴa×ＫＰＰa の式により目標コモンレール圧力ＴＰrail0を計算す
る。

【０２１６】ここで、図６０に示したように低水温時に
補正係数ＫＰＴwの値を１．０より大きな値としている
のは、低水温時に燃料温度が低くて燃料噴霧の状態が悪
くなるので、これを防止するためである。図６１のよう
に吸入新気温度Ｔaが低い場合に補正係数ＫＰＴaを１．
０より大きな値としているのは、吸入新気温度Ｔaが低
い場合に燃料噴霧が気化しにくくなるので、噴霧粒径を
小さくするためである。図６２のように大気圧Ｐaが低
い場合に補正係数ＫＰＰaを１．０より大きな値として
いるのは、大気圧Ｐaが低いと実圧縮比が低くなり着火
しにくくなるので、噴霧粒径を小さくして着火しやすく
するためである。

【０２１７】ステップ７ではコモンレール圧力補正量Ｋ
Prailを用いて

【０２１８】

【数２１】ＴＰrail1=ＴＰrail0×Ｋ Prail の式により上記の目標コモンレール圧力ＴＰrail0を補
正し、補正後の目標コモンレール圧力を目標コモンレー
ル圧力ＴＰrail1とおく。

【０２１９】ステップ８では実コモンレール圧力Ｐrail
がこの目標コモンレール圧力ＴＰrail1と一致するよう
にＰＩ制御によりＰＩ補正量を演算し、ステップ９にお
いてこのＰＩ補正量を目標コモンレール圧力ＴＰrail1
に加算し、加算後の目標コモンレール圧力を目標コモン
レール圧力ＴＰrail2とおく。

【０２２０】ステップ１０ではエンジン回転数Ｎeと燃
料噴射量Ｑfとから図６３、図６４のマップを検索して
最大コモンレール圧力ＰrailＭＡＸ、最小コモンレール
圧力ＰrailＭＩＮを求め、ＴＰrail2がこの最大値と最
小値の間にあればＴＰrail2の値を、またＴＰrail2が最
大コモンレール圧力ＰrailＭＡＸを超える場合は最大コ
モンレール圧力ＰrailＭＡＸを、ＴＰrail2が最小コモ
ンレール圧力ＰrailＭＩＮを下回る場合は、最小コモン
レール圧力ＰrailＭＩＮを目標コモンレール圧ＴＰrail
として演算する。

【０２２１】図６５は目標噴射時期ＴＩＴの演算フロー
である。ここで、ステップ７において噴射時期補正量Ｋ
ＩＴを用いて目標噴射時期を補正している点が従来と
異なる点で、残りは従来と同様である。

【０２２２】詳細にはステップ１でエンジン回転数Ｎ
e、燃料噴射量Ｑf、大気圧Ｐa、冷却水温Ｔw、吸入新気
温度Ｔa、噴射時期補正量Ｋ ＩＴを読み込み、このう
ちエンジン回転数Ｎeと燃料噴射量Ｑfからステップ２に
おいて図６６を内容とするマップを検索することにより
目標噴射時期の基本値ＴＩＴBを、また冷却水温Ｔw、吸
入新気温度Ｔa、大気圧Ｐaからステップ３、４、５で図
６７、図６８、図６９を内容とするテーブルを検索する
ことにより、目標噴射時期の水温補正係数ＫＩＴＴw、
吸気温度補正係数ＫＩＴＴa、大気圧補正係数ＫＩＴＰa
を求め、ステップ６において

【０２２３】

【数２２】 ＴＩＴ0=ＴＩＴB×ＫＩＴＴw×ＫＩＴＴa×ＫＩＴＰa の式により目標噴射時期ＴＩＴ0を計算する。

【０２２４】ここで、基本値ＴＩＴBは、クランク角で
圧縮上死点後の所定の範囲内で燃料噴射が開始されるよ
うに設定される。

【０２２５】また、基本値ＴＩＴBは、所定のクランク
角位置から進角側に測った値（進角量）である。したが
って、補正係数ＫＩＴＴw、ＫＩＴＴa、ＫＩＴＰaが
１．０より大きな値のとき噴射時期が進角される。図６
７に示したように低水温時に補正係数ＫＩＴＴwの値を
１．０より大きな値としているのは、低水温時に燃料温
度が低くて燃焼が遅れがちになるので、燃焼の中心を進
角側にもってくるためである。図６８のように吸入新気
温度Ｔaが低い場合に補正係数ＫＩＴＴaを１．０より大
きな値とし、図６９のように大気圧Ｐaが低い場合に補
正係数ＫＩＴＰaを１．０より大きな値としているの
も、同様の理由からである。

【０２２６】ステップ７では噴射時期補正量Ｋ ＩＴを
用いて

【０２２７】

【数２３】ＴＩＴ1=ＴＩＴ0＋Ｋ ＩＴ の式により目標噴射時期ＴＩＴ0を補正し、補正後の値
を目標噴射時期ＴＩＴ1とする。噴射時期補正量Ｋ Ｉ
Ｔは負の値であるため、数２３式により目標噴射時期が
遅角補正される。

【０２２８】ステップ８ではエンジン回転数Ｎeと燃料
噴射量Ｑfとから図７０、図７１のマップを検索して最
大噴射時期ＩＴＭＡＸ、最小噴射時期ＩＴＭＩＮを求
め、目標噴射時期ＴＩＴ1が最大値と最小値の間にあれ
ばＴＩＴ1の値を、また目標噴射時期ＴＩＴ1が最大噴射
時期ＩＴＭＡＸを超える場合は最大噴射時期ＩＴＭＡＸ
を、目標噴射時期ＴＩＴ1が最小噴射時期ＩＴＭＩＮを
下回る場合は最小噴射時期ＩＴＭＩＮを目標燃料噴射時
期ＴＩＴとして演算する。

【０２２９】ここで、本実施形態の作用を図４９を参照
しながら説明する。

【０２３０】本実施形態によれば。ｔ１のタイミングよ
り、実過給圧Ｐmが目標過給圧ＴＰmより小さくかつ実Ｅ
ＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きくなると、目標コモ
ンレール圧力ＴＰrailが増大補正されることで（図４９
第６段目破線参照）、燃料噴霧の微粒化が促進されてス
モークが低減し、かつ図４９第７段目破線のように目標
噴射時期ＴＩＴが遅角補正され、着火遅れ期間が増大さ
れることで、燃料と空気の混合が促進された後に燃焼す
る。つまり、低温予混合燃焼が実現されるように目標コ
モンレール圧力および目標噴射時期の補正を行って、発
進加速時においても低温予混合燃焼を維持させ、これに
よって燃焼騒音とスモークをともに抑制できるのである
（図４９下から１段目と２段目の一点鎖線参照）。

【０２３１】また、本実施形態によれば、ｔ２のタイミ
ングより実過給圧Ｐmが目標過給圧ＴＰmより大きくかつ
実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さくなると、目標
コモンレール圧力ＴＰrailが減少補正されることで（図
４９第６段目破線参照）、燃料噴霧の微粒化が鈍化し燃
焼が緩慢になり（酸素量が十分なのでスモークは悪化し
ない）、かつ図４９第７段目破線のように目標噴射時期
ＴＩＴが遅角補正され、着火遅れ期間が増大されること
で、燃料と空気の混合が促進された後に燃焼する。この
場合においても、低温予混合燃焼が実現されるように目
標コモンレール圧力および目標噴射時期の補正を行っ
て、発進加速途中の変速中においても低温予混合燃焼を
維持させ、これによって燃焼騒音を抑制できる（図４９
下から２段目の一点鎖線参照）。

【０２３２】また、図示しないがｔ１のタイミング直後
の一時的増加のあとに実ＥＧＲ流量がオーバーシュート
する応答の場合に、実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量を下
回る区間においても上記（１）の場合の制御を行ったの
では、目標コモンレール圧力の増大補正量および目標噴
射時期の遅角補正量が大き過ぎることになり、あるいは
ｔ２のタイミング直後の一時的減少のあと実ＥＧＲ流量
がオーバーシュートする応答の場合（図５１参照）に、
実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量を上回る区間においても
上記（２）の場合の制御を行ったのでは、目標コモンレ
ール圧力の減少補正量および目標噴射時期の遅角補正量
が大き過ぎることになるのであるが、この場合に本実施
形態によれば上記（１）や（２）の場合より各補正量を
小さくするので、各補正量が大き過ぎることがなく、こ
れによって発進加速時や発進加速途中の変速中に一時的
増加や一時的減少のあと実ＥＧＲ流量がオーバーシュー
トする応答の場合においても適切な値の補正量を与える
ことができる。

【０２３３】これに対して、コモンレール式燃料噴射装
置とＥＧＲ装置とを備え、広域空燃比センサにより検出
される排気中の酸素濃度から実ＥＧＲ率を求め、この実
ＥＧＲ率が目標ＥＧＲ率より高くなる加速時にコモンレ
ール圧力を増大補正してスモークを低減し、この逆に実
ＥＧＲ率が目標ＥＧＲ率より低いときにはコモンレール
圧力を減少補正してＮＯｘ発生量を低減するようにした
従来装置があり、この従来装置によれば、広域空燃比セ
ンサに検出遅れが生じるため、目標ＥＧＲ率と実ＥＧＲ
率が最もずれる加速初期や変速初期に燃料噴射圧力の補
正が遅れ、これによってスモークがかえって悪化した
り、ディーゼルノック音が出たりしてしまうことがあ
る。

【０２３４】この場合に、実ＥＧＲ率と目標ＥＧＲ率の
比較は、実ＥＧＲ流量と目標ＥＧＲ流量の比較でもよい
ので、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算するこ
とにより、過渡運転時においても応答性のよい実ＥＧＲ
流量を得るようにした装置（特開平１０−３１８０４７
号公報参照）と上記の従来装置とを組み合わせれば、実
ＥＧＲ流量の応答遅れのタイミングに合わせて燃料噴射
圧力の補正量を与えることができる。

【０２３５】しかしながら、大量ＥＧＲによって空気過
剰率が低下するのを避けるため、タービン内に可変ノズ
ルを有する可変容量ターボチャージャを備える場合に
は、加速時や変速中にいわゆるターボラグにより実過給
圧の応答遅れが生じ、これが実ＥＧＲ流量に影響するの
で、加速時の実ＥＧＲ流量の一時的増加を回避するた
め、たとえば可変ノズルのノズル開度を減少させること
により吸気流量を小さくして、空気過剰率を改善するこ
とも考えられるが、この方法だとかえって加速時の実Ｅ
ＧＲ流量の一時的増加を大きくしてしまう。

【０２３６】これに対して本実施形態では、大量ＥＧＲ
が可能なＥＧＲ装置と、タービン内に可変ノズルを有す
る可変容量ターボチャージャとを備えるエンジンを対象
として、実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により過渡運転
時においても応答よく演算しつつ、このようにして得ら
れる実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きくかつ実過
給圧が目標過給圧より小さい場合に目標噴射圧力を増大
補正し、また、このようにして得られる実ＥＧＲ流量が
目標ＥＧＲ流量より小さくかつ実過給圧が目標過給圧よ
り大きい場合に目標噴射圧力を減少補正するようにした
ので、実用運転域（低速時や低負荷時）でのエンジンの
排気組成と運転性の双方を改善しつつ、加速時や加速途
中の変速中に、ＥＧＲ弁の作動遅れに伴う実ＥＧＲ流量
の応答遅れがあり、この応答遅れにさらにターボラグが
影響する場合においても、実ＥＧＲ流量の応答遅れの位
相に合わせた燃料噴射圧力の補正が可能となり、噴射圧
力の補正精度を高めることができる。

【０２３７】実施形態では、目標コモンレール圧力と目
標噴射時期の両方を補正する場合で説明したが、目標コ
モンレール圧力だけを補正するようにしてもかまわな
い。

【０２３８】実施形態では、コモンレール式燃料噴射装
置（燃料噴射圧力制御装置）、ＥＧＲ装置および可変容
量ターボチャージャを備え、所定の運転域（たとえば低
中負荷域）において低温予混合燃焼を行わせるエンジン
で説明したが、これに限られるものでなく、全運転域で
拡散燃焼を主体とした通常のディーゼル燃焼を行うエン
ジンに対しても適用できる。

【０２３９】実施形態ではコンプレッサ入口圧Ｐaを検
出するセンサ７３を設けた場合で説明したが、上記ＥＧ
Ｒ装置と可変容量ターボチャージャとを備えるエンジン
を搭載する車両が標準大気（やこれに近い大気）のもと
で運転される限りにおいては、コンプレッサ入口圧セン
サは不要である。このときは、標準大気に対するＰaの
値を設定してやれば済むからである。

【図面の簡単な説明】

【図１】第１実施形態の制御システム図。

【図２】コモンレール式燃料噴射装置のシステム図。

【図３】ＥＧＲ制御システム図。

【図４】可変ノズルアクチュエータに与える指令開度の
演算を説明するためのフローチャート。

【図５】基本過給圧の特性図。

【図６】大気圧補正値の特性図。

【図７】基本開度の特性図。

【図８】大気圧補正値の特性図。

【図９】ＥＧＲ制御システムのブロック図。

【図１０】モデル規範制御におけるパラメータの演算順
を示すフローチャート。

【図１１】サイクル処理を説明するためのフローチャー
ト。

【図１２】シリンダ吸入新気量の演算を説明するための
フローチャート。

【図１３】シリンダ吸入ＥＧＲ量の演算を説明するため
のフローチャート。

【図１４】体積効率相当値の演算を説明するためのフロ
ーチャート。

【図１５】空気密度の特性図。

【図１６】吸気圧の演算を説明するためのフローチャー
ト。

【図１７】センサ出力電圧に対する圧力の特性図。

【図１８】吸気温度の演算を説明するためのフローチャ
ート。

【図１９】吸気温度の車速補正値の特性図。

【図２０】吸気温度の吸気量補正値の特性図。

【図２１】シリンダ吸入ガス温度の演算を説明するため
のフローチャート。

【図２２】燃料噴射量の演算を説明するためのフローチ
ャート。

【図２３】基本燃料噴射量の特性図。

【図２４】最大噴射量の特性図。

【図２５】排気温度の演算を説明するためのフローチャ
ート。

【図２６】排気温度基本値の特性図。

【図２７】吸気温度補正係数の特性図。

【図２８】排気圧補正係数の特性図。

【図２９】スワール補正係数の特性図。

【図３０】ノズル開度補正係数の特性図。

【図３１】ノズル有効面積相当値の演算を説明するため
のフローチャート。

【図３２】摩擦損失の特性図。

【図３３】ノズル損失の特性図。

【図３４】排気圧の演算を説明するためのフローチャー
ト。

【図３５】排気圧の実測値と予測値の相関を調べた特性
図。

【図３６】ＥＧＲ流量の演算を説明するためのフローチ
ャート。

【図３７】ＥＧＲ弁開口面積相当値の特性図。

【図３８】目標ＥＧＲ率の演算を説明するためのフロー
チャート。

【図３９】目標ＥＧＲ率基本値の特性図。

【図４０】目標ＥＧＲ率補正値の特性図。

【図４１】要求ＥＧＲ量の演算を説明するためのフロー
チャート。

【図４２】指令ＥＧＲ弁リフト量の演算を説明するため
のフローチャート。

【図４３】ＥＧＲ弁目標リフト量の特性図。

【図４４】流路面積が縮小する流れのモデル図。

【図４５】吸排気系の力学的釣合いの検討に使用したモ
デル図。

【図４６】他の排気圧の演算を説明するためのフローチ
ャート。

【図４７】排気圧Ｐexh0の特性図。

【図４８】先細ノズルのモデル図。

【図４９】本実施形態の作用を説明するための波形図。

【図５０】本実施形態の制御内容を示す表図。

【図５１】加速途中の変速中の実ＥＧＲ流量の変化を示
すモデル図。

【図５２】コモンレール圧力補正量の演算を説明するた
めのフローチャート。

【図５３】コモンレール圧力補正量の基本値の特性図。

【図５４】運転条件反映係数の特性図。

【図５５】噴射時期補正量の演算を説明するためのフロ
ーチャート。

【図５６】噴射時期補正量の基本値の特性図。

【図５７】運転条件反映係数の特性図。

【図５８】目標コモンレール圧力の演算を説明するため
のフローチャート。

【図５９】目標コモンレール圧力基本値の特性図。

【図６０】水温補正係数の特性図。

【図６１】吸気温度補正係数の特性図。

【図６２】大気圧補正係数の特性図。

【図６３】最大コモンレール圧力の特性図。

【図６４】最小コモンレール圧力の特性図。

【図６５】目標噴射時期の演算を説明するためのフロー
チャート。

【図６６】目標噴射時期基本値の特性図。

【図６７】水温補正係数の特性図。

【図６８】吸気温度補正係数の特性図。

【図６９】大気圧補正係数の特性図。

【図７０】最大噴射時期の特性図。

【図７１】最小噴射時期の特性図。

【図７２】加速時にノズル開度を小さくした場合の波形
図。

【図７３】第１の発明のクレーム対応図。

【図７４】第２の発明のクレーム対応図。

【符号の説明】

２ 可変容量ターボチャージャ ２ｄ 可変ノズル １０ コモンレール式燃料噴射装置 １７ 燃料噴射弁 ４１ コントロールユニット ５７ ＥＧＲ弁

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁷ 識別記号 ＦＩ テーマコート゛(参考） Ｆ０２Ｄ 43/00 ３０１ Ｆ０２Ｄ 43/00 ３０１Ｎ ３０１Ｒ ３０１Ｊ Ｆ０２Ｍ 25/07 ５５０Ｃ Ｆ０２Ｍ 25/07 ５５０ ５５０Ｊ ５５０Ｆ ５７０Ｐ ５７０ Ｆ０２Ｂ 37/12 ３０１Ｒ Ｆターム(参考） 3G005 DA02 EA04 EA16 FA04 FA06 FA11 FA35 GA04 GB26 GC08 GD02 GD04 HA05 HA12 JA12 JA16 JA23 JA24 JA39 JA42 JA45 JA51 JB02 JB04 JB05 JB17 3G062 AA01 AA05 AA08 BA04 BA05 CA04 CA09 EA11 FA13 GA00 GA01 GA02 GA08 GA09 GA12 GA13 GA14 GA21 GA22 3G084 AA01 BA08 BA13 BA14 BA15 BA20 BA21 CA04 CA08 DA04 DA08 DA10 EB11 FA00 FA01 FA02 FA05 FA07 FA10 FA11 FA12 FA13 FA20 FA27 FA33 FA37 FA38 3G092 AA02 AA17 AA18 BB04 BB06 BB08 DB03 DC06 DC09 EA01 EA02 EA04 EB01 EC01 FA06 FA07 FA14 FA18 GA12 GB09 HA01Z HA04Z HA05Z HA16Z HB01Z HB03X HB03Z HD01Z HD07Z HD08Z HE01Z HE03Z HE05Z HE08Z HF08Z HF21Z HG08Z 3G301 HA02 HA11 HA13 HA17 JA03 JA07 JA14 JA24 JA37 KA12 KB10 LA00 LA05 LB06 MA14 MA18 MA28 NA01 NA08 ND01 ND45 NE01 NE06 NE12 PA01Z PA07Z PA09Z PA10Z PA16Z PB03Z PB08A PB08Z PD11Z PD14Z PD15Z PE01Z PE03Z PE05Z PE08Z PF01Z PF03Z

Claims (10)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】ＥＧＲ弁と、 タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャー
   ジャと、 エンジンの負荷に応じた目標噴射圧力を演算する手段
   と、 エンジンの負荷に応じた目標ＥＧＲ流量を演算する手段
   と、 この目標ＥＧＲ流量が流れるように前記ＥＧＲ弁を制御
   する手段と、 実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算する手段と、 エンジンの負荷に応じた目標過給圧を演算する手段と、 この目標過給圧が得られるように前記可変ノズル開度を
   制御する手段と、 実過給圧を検出する手段と、 この実過給圧と前記目標過給圧を比較するとともに、前
   記実ＥＧＲ流量と前記目標ＥＧＲ流量を比較する手段
   と、 これらの比較結果より実過給圧が目標過給圧より低くか
   つ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場合に前記
   目標噴射圧力を増大補正する手段と、 この補正された目標噴射圧力となるように燃料噴射圧力
   を制御する手段とを備えることを特徴とするディーゼル
   エンジンの制御装置。
2. 【請求項２】ＥＧＲ弁と、 タービン内に可変ノズルを有する可変容量ターボチャー
   ジャと、 エンジンの負荷に応じた目標噴射圧力を演算する手段
   と、 エンジンの負荷に応じた目標ＥＧＲ流量を演算する手段
   と、 この目標ＥＧＲ流量が流れるように前記ＥＧＲ弁を制御
   する手段と、 実ＥＧＲ流量をモデル規範制御により演算する手段と、 エンジンの負荷に応じた目標過給圧を演算する手段と、 この目標過給圧が得られるように前記可変ノズル開度を
   制御する手段と、 実過給圧を検出する手段と、 この実過給圧と前記目標過給圧を比較するとともに、前
   記実ＥＧＲ流量と前記目標ＥＧＲ流量を比較する手段
   と、 これらの比較結果より実過給圧が目標過給圧より高くか
   つ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場合に前記
   目標噴射圧力を減少補正する手段と、 この補正された目標噴射圧力となるように燃料噴射圧力
   を制御する手段とを備えることを特徴とするディーゼル
   エンジンの制御装置。
3. 【請求項３】前記比較結果より実過給圧が目標過給圧よ
   り低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場
   合に、目標噴射時期を遅角補正することを特徴とする請
   求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
4. 【請求項４】前記比較結果より実過給圧が目標過給圧よ
   り高くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場
   合に、目標噴射圧力を減少補正することを特徴とする請
   求項２に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
5. 【請求項５】前記比較結果より実過給圧が目標過給圧よ
   り低くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より小さい場
   合に、前記目標噴射圧力の増大補正量よりも小さな補正
   量で前記目標噴射圧力を増大補正することを特徴とする
   請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
6. 【請求項６】前記比較結果より実過給圧が目標過給圧よ
   り高くかつ実ＥＧＲ流量が目標ＥＧＲ流量より大きい場
   合に、前記目標噴射圧力の減少補正量よりも小さな補正
   量で前記目標噴射圧力を減少補正することを特徴とする
   請求項２に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
7. 【請求項７】前記実ＥＧＲ流量を排気圧と吸気圧の差圧
   に基づいて演算することを特徴とする請求項１から６ま
   でのいずれか一つに記載のディーゼルエンジンの制御装
   置。
8. 【請求項８】吸入空気量Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、前記可
   変ノズルの有効面積相当値Ａvntおよび排気温度Ｔexhを
   検出し、これら４つの要素を用いて前記排気圧Ｐexh
   を、 Ｐexh＝Ｋpexh×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝²×Ｔexh＋
   Ｐa ただし、Ｐexh ：排気圧、 Ｑas0 ：吸入空気量、 Ｑf ：燃料噴射量、 Ａvnt ：可変ノズルの有効面積相当値、 Ｔexh ：タービン入口の排気温度、 Ｐa ：コンプレッサ入口圧、 Ｋpexh：定数、 の式により演算することを特徴とする請求項７に記載の
   ディーゼルエンジンの制御装置。
9. 【請求項９】吸入空気量Ｑas0、燃料噴射量Ｑf、前記可
   変ノズルの有効面積相当値Ａvntおよび排気温度Ｔexhを
   検出し、これら４つの要素を用いてタービン入口排気圧
   相当値Ｐexhrを、 Ｐexhr＝Ｋpexhn×｛(Ｑas0＋Ｑf)／Ａvnt)｝²×Ｔexh ただし、Ｐexhr：タービン入口排気圧相当値、 Ｑas0 ：吸入空気量、 Ｑf ：燃料噴射量、 Ａvnt ：可変ノズルの有効面積相当値、 Ｔexh ：タービン入口の排気温度、 Ｐa ：コンプレッサ入口圧、 Ｋpexhn：定数、 の式により演算し、このタービン入口排気圧相当値Ｐex
   hrとコンプレッサ入口圧Ｐaとから前記排気圧Ｐexhを演
   算することを特徴とする請求項７に記載のディーゼルエ
   ンジンの制御装置。
10. 【請求項１０】前記目標噴射圧力および前記目標噴射時
    期の補正を、低温予混合燃焼が実現されるように行うこ
    とを特徴とする請求項３または４に記載のディーゼルエ
    ンジンの制御装置。